Przegląd Spawalnictwa 10/2009

�Przegląd sPawalnictwa 10/2009

51. Krajowa Naukowo-Techniczna Konferencja Spawalnicza POSTĘP W SPAWALNICTWIE Bezpieczeństwo Techniczne, Materiały, Urządzenia, Technologie Dębe k. Warszawy 22-24 października 2009

� Przegląd sPawalnictwa 10/2009

�Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Redakcja PRZEGLĄD SPAWALNICTWAagenda wydawnicza siMP, ul. Świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa

tel./fax: 0-�� 8�7 �5 4�, 0-�� 336 �4 79e-mail: [email protected], http://www.pspaw.ps.pl

Adres do korespondencji:00-950 warszawa 1, skr. poczt. 56

Wydawca

Redaktor naczelny

Z-ca redaktora naczelnego ds. naukowych

Z-ca redaktora naczelnego ds. wydawniczych

Redaktorzy działów

Sekretarz redakcji

Przewodniczący Rady Programowej

Rada Programowa

Skład i druk

rok założenia 1928dawniej

nr 10/2009 Pl issn 0033-2364 lXXXi

F O R U M S P A W A L N I K Ó W P O L S K I C H

MIESIęCZNIK NAUKOWO-TEChNICZNy AGENDA WyDAWNICZA SIMP

Stała współpraca

Michał dudziński

skład i łamanie: redakcja Przeglądu spawalnictwa aw siMPdruk: drukarnia Piotra włodarskiego – warszawa

prezes Marek Bryś – Messer eutectic castolin sp. z o.o.dr inż. Hubert drzeniek – euromatdyrektor eugeniusz idziak – KwB Bełchatów saprof. dr hab. inż. andrzej Kolasa – Politechnika warszawskadr hab. inż. Jerzy Łabanowski prof. Pg – Politechnika gdańskaprezes Mirosław nowak – technika spawalnicza Poznańprezes zbigniew Pawłowski – lincoln electric Besterdr inż. Jan Plewniak – prezes zg sekcji spawalniczej, Pol. częstochowskadr inż. anna Pocica – Politechnika Opolskaprezes lesław Polak – esab Polskaprezes Jacek rutkowski – Kemppi Polskaprof. dr hab. inż. Jacek senkara – Politechnika warszawskaprezes andrzej siennicki – cloos Polskaprof. dr hab. inż. andrzej skorupa – akademia górniczo-Hutnicza Krakówprof. dr hab. inż. edmund tasak – akademia górniczo-Hutnicza Krakówmgr inż. włodzimierz Jacek walczak – linde gaz Polskaprezes Marek walczak – Urząd dozoru technicznegodyrektor Jan wójcik – Polski rejestr statków

prof. dr hab. inż. Jan Pilarczyk – instytut spawalnictwa

dr h.c. prof. dr hab. inż. leszek dobrzański – Politechnika Śląska (Materiały)dr h.c. prof. dr hab. inż. władysław Karol włosiński – Polska akademia nauk (zaawansowane technologie)dr hab. inż. zbigniew Mirski prof. Pwr – Politechnika wrocławska (lutowanie i klejenie)dr hab. inż. Jacek słania – instytut spawalnictwa (Praktyka spawalnicza)dr inż. Kazimierz Ferenc – Politechnika warszawska (Konstrukcje spawane)dr inż. gracjan wiśniewski – Urząd dozoru technicznego (Przepisy, normy)mgr inż. Michał wińcza – rywal-rHc (technologie)

prof. dr hab. inż. Jerzy nowacki zachodniopomorski Uniwersytet technologiczny w szczecinie

prof. dr hab. inż. andrzej Klimpel – Politechnika Śląska

Zastępca Przewodniczącego Rady Programowej

dr hab. inż. andrzej ambroziak prof. Pwr – Politechnika wrocławska

Spis treści znajduje się na stronie 2

51. Krajowa Naukowo-Techniczna Konferencja Spawalnicza

POSTĘP W SPAWALNICTWIE Bezpieczeństwo Techniczne,

Materiały, Urządzenia, Technologie Warszawa, 22-24 października 2009

Z-ca redaktora naczelnego ds. współpracy z przemysłem

mgr inż. włodzimierz Jacek walczak – linde gaz Polska

mgr inż. irena wiśniewska

ORGANIZATORZY KONFERENCJISekcja Spawalnicza SIMPZakład Inżynierii Spajania Politechniki WarszawskiejUrząd Dozoru Technicznego

KOMITET ORGANIZACYJNYPrzewodniczący – dr hab. inż. andrzej Kolasa, prof. PwSekretarz Komitetu Organizacyjnego – dr inż. Tomasz Chmielewski

Sekretarz Konferencji – mgr inż. Magdalena Trojanowska-Bajera, PW

Członkowie: mgr inż. Mariusz Bober – Politechnika Warszawska dr inż. Paweł Cegielski – Politechnika Warszawska inż. Konrad Cichowicz – OW SS SIMP dr inż. Dariusz Golański – Politechnika Warszawska dr inż. Jarosław Grześ – Politechnika Warszawska inż. Michał Hudycz – Politechnika Warszawska dr inż. Jerzy Jakubowski – Politechnika Warszawska dr inż. Paweł Kołodziejczak – Politechnika Warszawska dr inż. Arkadiusz Krajewski – Politechnika Warszawska prof. dr hab. inż. Jacek Senkara – Politechnika Warszawska mgr inż. Maciej Zagrobelny – UDT

KOMITET NAUKOWYdr hab. inż. Andrzej Ambroziak, prof. PWrprof. dr hab. inż. Andrzej Klimpel, PŚldr hab. inż. Andrzej Kolasa, prof. PWdr hab. inż. Jerzy Łabanowski, PGdr hab. inż. Zbigniew Mirski, prof. PWrprof. dr hab. inż. Jerzy Nowacki, ZUTprof. dr hab. inż. Jan Pilarczyk, ISprof. dr hab. inż. Stanisław Piwowar, SIMPprof. dr hab. inż. Jacek Senkara, PWprof. dr hab. inż. Andrzej Skorupa, AGHdr hab. inż. Jacek Słania, ISprof. dr hab. inż. Edmund Tasak, AGHmgr inż. Marek Walczak, prezes UDTprof. dr hab. inż. Władysłąw Włosiński, PAM

Recenzje artykułów – Członkowie Komitetu Naukowego Konferencji

� Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Spis treści – Contents

Firmy prezentujące się w numerzeEXPOM S.A. 13-306 Kurzętnikul. Sienkiewicza 19WWW. expom.pl

INSTYTUT SPAWALNICTWA 44-100 Gliwice ul. Bł. Czesława 16/18 www.is.gliwice.pl

KEMPPI Sp. z o. o.03-565 Warszawaul. Borzymowska 32www.kempi.com

Silesia Expowelding41-219 Sosnowiecul. Braci Mieroszewskich 1245www.exposilesia.pl

Urząd Dozoru Technicznego 02-353 Warszawaul. Szczęśliwicka 34www.udt.gov.pl

Na okładkach: II – INSTYTUT SPAWALNICTWA , III – URZąD DOZORU TECHNICZNEGO , IV – KEMPPI

rok założenia 1928dawniej

nr 10/2009 Pl issn 0033-2364 lXXXi

F O R U M S P A W A L N I K Ó W P O L S K I C H

MIESIęCZNIK NAUKOWO-TEChNICZNy AGENDA WyDAWNICZA SIMP

Andrzej Kolasa, Dariusz Golański, Paweł Cegielski, Arkadiusz OneksiakModelowanie numeryczne odkształceń w spawanych blachownicach teowych Numerical modelling of deformations in tee plate girders welded ... .... 3

III Warmińsko-Mazurska Biesiada Spawalnicza ... ..................... 8

Aneta Ziewiec, Jacek Czech, Edmund TasakPękanie złączy spawanych stali nierdzewnej martenzytycznej 17-4PH utwardzanej wydzieleniowo miedziąCracking of welded joints of the 17-4PH stainlessmartensitic steel precipitation hardened with copper .......................... 9

Michał Urzynicok, Krzysztof Kwieciński, Jacek SłaniaZastosowanie nowoczesnych metod spawania przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali martenzytycznej P92 (x10CrWMoVNb9-2)Application of new gmaw welding methods used in prefabricationof P92 (x10CrWMoVNb9-2) pipe butt welds ..................................13

Joanna Radziejewska, Wojciech KalitaBadania wpływu parametrów obróbki hybrydowej na mikrostrukturę warstwy wierzchniejInvestigations of influence of hybrid machining parameterson microstructure of the surface layer ..............................................20

Tomasz Chmielewski, Dariusz GolańskiWłaściwości powłok tytanowych natryskiwanych termicznie na podłoża ceramiczne AlNSelected properties of Ti layers deposited on ceramic AlN substrates by thermal spraying ................................................27

Zapowiedź wydawniczaBadanie warunków technologicznych i środowiskowych spawania stopów aluminium metodami niskoenergetycznymi .....31

Mateusz Grzybicki, Jerzy JakubowskiBadania porównawcze spawania blach ze stali karoseryjnej metodami CMT oraz MIG/MAGComparative tests of weldingof sheets madeof car body steel using the CMT and MIG/MAG methods ................32

Jan GodekPakietowanie ogniw litowo-jonowych metodą punktowego mikrozgrzewania rezystancyjnegoJoining lithium-ion batteries into packages using small scale resistance spot welding ....................................... 37

Krzysztof Skrzyniecki, Paweł Cegielski, Andrzej Kolasa, Arkadiusz KrajewskiKompatybilność elektromagnetyczna spawalniczych źródeł energii elektrycznejElectromagnetic compatibility of power supplies for arc welding .......43

Nowości wydawnicze Nowa książka spawalnicza na rynku polskim ...............................48

SilesiaWELDING 2009Targi Eksploatacji Maszyn i Urządzeń Spawalniczych ...............49

SpawalnictwoPortal Internetowy, giełda branży spawalniczej ...........................49

Expomstalowe konstrukcje spawane z obróbką mechaniczną ................50

Nowości techniczne ....................................................................52

Marek Gucwa, Robert BęczkowskiZużywanie erozyjne płyt trudnościeralnych wykonanych drutem SSA Corthal 61Wear resistance in erosive condition of hard facing plates made with wire SSA Corthal 61 .............................................53

Zapowiedź wydawniczaSpawanie elektronowe w ciśnieniu zredukowanymInnowacyjna metoda spawania słupów elektrowni wiatrowych ...57

Marcin Korzeniowski, Andrzej Ambroziak, Paweł Kustroń Ocena wysokości jądra zgrzeiny ultradźwiękową Metodą echa w czasie rzeczywistym ...........................................58

Air Products otwiera nową wytwórnię ciekłego tlenu i azotu w Kędzierzynie-Koźlu ............................63

Jan Pilarczyk, Marek Banasik, Jerzy Dworak, Sebastian Stano Spawanie laserowe ze spoiwem – badania i możliwości aplikacji przemysłowych ..........................63

Jakub Górecki, Andrzej KolasaWpływ sposobu przechodzenia metalu w łuku przy spawaniu metodą MAG na właściwości złączy ....................68

Jan Plewniak, Kwiryn Wojsyk Przydatność konstrukcji spawanych z przenikających się zamkniętych profili kształtowanych na zimno w świetle bezpiecznej eksploatacji ...............................................73

III Spotkanie Spawalników – Drawno 29-30.05.2009r. ... .............76

Irena Dul, Jan Kopeć, Agnieszka Poradka, Lucyna Turowska, Tomasz Babul, Stefan Kowalski, Jerzy Jakubowski, Jacek SenkaraWpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów Ni i stali wysokostopowej 18-8 ........ 77

Marek Węglowski, Tomasz Chmielewski, Krzysztof KudłaPorównanie właściwości spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą MAG .........81

Jerzy Łabanowski, Dariusz Fydrych, Paweł Kallas, Mariusz TałajSpawanie podwodne stali dupleks odpornej na korozję .............84

Informacje wydawcy....................................................................88

3Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Andrzej KolasaDariusz GolańskiPaweł CegielskiArkadiusz Oneksiak

Modelowanie numeryczne odkształceń w spawanych blachownicach teowych

numerical modelling of deformations in tee plate girders welded

StreszczenieProcesy spawania łukowego blachownic stalowych ze

złączami kątowymi i spoinami pachwinowymi często pro-wadzą do powstawania wszelkiego rodzaju odkształceń. Są one wynikiem tworzenia się niestacjonarnego pola temperatury w całym cyklu spawania. W celu oceny stop-nia odkształceń kątowych oraz możliwości przeciwdzia-łania ich powstawaniu zbudowano model numeryczny spawanego dwustronnie złącza stalowego ze spoinami pachwinowymi.

W artykule przedstawiono wyniki badań modelowych powiązanych z budową prototypu nowego urządzenia do zautomatyzowanego spawania łukowego blachownic, powstającego we współpracy z firmą ZASO Elektronik. Zastosowano w nim wiele nowatorskich rozwiązań kon-strukcyjnych, zmierzających do wyeliminowania operacji wstępnego montażu oraz minimalizacji odkształceń spa-walniczych, niewymagających prostowania po spawaniu.

AbstractProcesses of arc welding of steel plate girders with

tee joints and fillet welds often contribute to formation of deformations of any kind. They are a result of formation of a non-stationary thermal field in the whole welding cycle. To estimate a degree of angular strains as well as possibilities of counteraction of their formation, a numerical model of a double welded steel joint with fillet welds was developed.

In the article the results of model testing connected with construction of a prototype of a new device for automated arc welding of plate girders were presented. The device is being constructed with co-operation of the ZASO Elektronik company. In the device some of innovative design details were used, which aimed at elimination of subassembly operations and minimisation of weld deformation, non requiring straightening after welding.

Dr hab. inż. Andrzej Kolasa prof. PW, dr hab. inż. Dariusz Golański – Politechnika Warszawska, dr inż. Paweł Cegielski, mgr Arkadiusz Oneksiak – ZASO Elektronik, Warszawa.

WstępBlachownice [1] to prefabrykaty konstrukcyjne o znacz-

nej długości, najczęściej w postaci dwuteownika, w których pasy i środnik wykonane są z blach (rys. 1a). Spawanie bla-chownic stalowych ze złączami kątowymi i spoinami pachwi-nowymi często prowadzi do powstawania wszelkiego rodza-ju odkształceń, w tym [1, 2]:– odkształceń wzdłużnych, odznaczających się zmianą

wymiarów liniowych wzdłuż osi spoiny (rys. 1b),– odkształceń poprzecznych, odznaczających się zmianą

wymiarów liniowych w kierunku poprzecznym do osi spo-iny (rys. 1c),

– odkształceń kątowych, jako deformujących zmian kształ-tu elementu wywołanych odkształceniem poprzecznym, których miarą jest kąt odchylenia rozważanych płasz-czyzn (rys. 1d),

– wygięć, rozumianych jako zmiana kształtu elementu, wy-wołana odkształceniem wzdłużnym lub poprzecznym, zachodząca w rozważanej płaszczyźnie elementu, któ-rych miarą może być np. strzałka wygięcia (rys. 1e),

– skręceń, będących deformującą zmianą kształtu długich elementów z prostych na spiralne, a ich miarą jest kąt ob-rotu względem siebie dwóch przekrojów poprzecznych.Odkształcenia te są wynikiem powstawania niestacjonar-

nego pola temperatury w całym cyklu spawania. Istnieje sze-reg środków zapobiegawczych, pozwalających na zreduko-wanie powstających odkształceń [1, 2], a jeżeli ich wielkość wykracza poza ustalony poziom, niezbędne może okazać się dodatkowe prostowanie całej konstrukcji. Do oceny stop-nia odkształceń kątowych oraz możliwości przeciwdziałania im zbudowano model numeryczny spawanego dwustronnie złącza stalowego ze spoinami pachwinowymi.

W przypadku blachownic, niezależnie od zastosowanej metody spawania, przeważnie łukiem krytym lub w osłonach gazowych (MAG), znaczna długość połączeń oraz wymaga-nia jakościowe nie pozwalają na spawanie ręczne. Koniecz-ne staje się co najmniej zmechanizowane prowadzenie gło-wicy spawalniczej (lub równocześnie dwóch głowic) wzdłuż spawanego złącza. W niniejszej pracy przedstawiono także krótką charakterystykę prototypu nowego urządzenia do

4 Przegląd sPawalnictwa 10/2009

zautomatyzowanego spawania łukowego blachownic, po-wstającego we współpracy Zakładu Inżynierii Spajania Po-litechniki Warszawskiej z firmą ZASO Elektronik, w ramach projektu celowego NOT - ROW-II-410/2008. Zastosowano w nim szereg nowatorskich rozwiązań konstrukcyjnych, zmierzających do wyeliminowania operacji wstępnego mon-tażu oraz minimalizacji odkształceń spawalniczych, w stop-niu nie wymagającym prostowania po spawaniu.

Zmechanizowane i zautomatyzowane spawanie blachownic. Koncepcja urządzenia nowego typu

Wytwarzanie blachownic wymaga przede wszystkim wy-konywania długich, prostoliniowych spoin pachwinowych, jedno- lub często dwustronnych. Spoiny mogą być ciągłe lub przerywane. Maszyny do ich zautomatyzowanego, dwu-stronnego spawania stanowią niezbyt liczną grupę wyspe-cjalizowanych urządzeń: przelotowych i suwnic bramowych [3÷5].

Rys. 1. Blachownica i wybrane odkształcenia spawalnicze: a – ty-powa blachownica, b – odkształcenie wzdłużne, c – odkształcenie poprzeczne, d – odkształcenie kątowe, e – wygięcieFig. 1. Plate girder and selected weld strains: a – typical plate gir-der, b – longitudinal strain, c – transverse strain, d – angular strain, e – flexion

W najprostszych aplikacjach wykorzystywane są także wszelkiego rodzaju samojezdne głowice (traktory) spawal-nicze [2, 3, 5].

Samojezdne głowice (traktory), swobodnie przemiesz-czające się na powierzchni spawanej konstrukcji lub pomoc-niczego toru, zdolne są do spawania metodami MIG/MAG lub łukiem krytym. Jest to uniwersalne i stosunkowo proste rozwiązanie, jednak wymaga zastosowania specjalistyczne-go oprzyrządowania przytrzymującego spawane elementy oraz ich wstępnego spawania montażowego. Jest najmniej wydajne i powtarzalne, nie zapewnia kompensacji odkształ-ceń spawalniczych, a pomijając nieliczne urządzenia, nie pozwala na równoczesne, dwustronne spawanie (tu ograni-czeniem jest także wysokość środnika spawanej belki).

Suwnice bramowe [3, 5], poruszające się po specjalnym torowisku, zdolne są do wykonywania dwustronnych, prosto-liniowych połączeń elementów o znacznej długości, meto-dami MIG/MAG lub łukiem krytym. Jest to specjalistyczne rozwiązanie o dużej precyzji i powtarzalności, wymagające jednak znacznych inwestycji w sprzęt i infrastrukturę, w tym także zastosowania specjalnego oprzyrządowania przytrzy-mującego spawane elementy, a często także ich wstępnego spawania montażowego, nie zapewniając przy tym kom-pensacji odkształceń spawanej konstrukcji. Alternatywnym rozwiązaniem może być zastosowanie, w miejsce suwni-cy, słupowysięgnika spawalniczego z dodatkowym ruchem roboczym po torze jezdnym – w tym rozwiązaniu istnieje możliwość spawania wyrobów o największych rozmiarach poprzecznych.

Stosowane są także automaty przelotowe (np. Granges firmy ESAB [3, 4]), w których głowice spawalnicze (przeważ-nie do łuku krytego, także w układzie wieloelektrodowym) pozostają nieruchome, a pas i środnik są przeciągane przez urządzenie dzięki systemowi napędzanych rolek. Części są automatycznie osiowane i dociskane, co pozwala na uniknię-cie konieczności wstępnego spawania montażowego, a dodat-kowo wbudowane rolki prostujące z napędem hydraulicznym, w połączeniu z opcjonalnym nagrzewaniem indukcyjnym lub gazowym, kompensują odkształcenia cieplne. Jest to wysoce specjalistyczne rozwiązanie o dużej precyzji, powtarzalności i wydajności, wymagające jednak znacznych inwestycji w sprzęt i infrastrukturę, w tym hali produkcyjnej ponaddwukrot-nie większej długości niż spawane blachownice.

Celem prowadzonych badań i prac eksperymentalnych było opracowanie oraz wdrożenie do produkcji w ZASO Elektronik w Warszawie spawalniczego systemu do zauto-matyzowanego wytwarzania gotowych prefabrykatów kon-strukcyjnych typu długa belka (do 30 m), łączącego zalety maszyn przelotowych z mobilnością i niższymi kosztami głowic samojezdnych. Innowacyjność pomysłu polega na stworzeniu przejezdnego, szynowego portalu bramowego z dwustronnym mocowaniem głowic spawalniczych, układem pozycjonującym i dociskowym środnika spawanej konstruk-cji oraz uniwersalnym stołem zaciskowo-chłodzącym (tabl. I, rys. 2). Dzięki rolkom systemu pozycjonującego środnik (rys. 2) oraz przejezdnym, nienapędzanym uchwytom ramowym, posadowionym na tym samym torze i spychanym przez por-tal w trakcie spawania, nie jest stosowane jakiegokolwiek oprzyrządowanie montażowe czy wstępne spawanie łączo-nych elementów. Odpowiednio dobrany docisk środnika (rys. 2) w połączeniu z radiatorem chłodzącym (zamknięty obieg wodny), kompensują odkształcenia termiczne spawanych elementów, bez konieczności jakiejkolwiek obróbki po spa-waniu, np. prostowania.


Tablica I. Zestawienie osiągniętych parametrów prototypów i wdrożeniaTable I. List of parameters of prototypes and implementation obtained

Parametry Wartość i jednostka miary

Rodzaj operacji zmechanizowany posuw portalu

Długość toru jezdnego (1 moduł) 6 m

Szerokość zintegrowanego stołu zaciskowego 0,8 m

Długość zintegrowanego stołu zaciskowego (1 moduł) 6 m

Sposób chłodzenia zintegrowanego stołu

radiator aluminiowy z wewnętrznym obiegiem wody

Docisk kompensacyjnystatyczny, obciążniki

zintegrowane z portalem jezdnym, 200-1000 kg

Wysokość samoczynnie dociskanego wyrobu (max.) 2 m

Liczba głowic spawalniczych (max.) 2

Możliwa do zastosowania metoda spawania MIG/MAG, łuk kryty

Rys. 2. Schemat działania prototypu systemu do zautomatyzowane-go wytwarzania blachownic – spawanie pasa ze środnikiemFig. 2. Operation diagram of a prototype of a system for automated manufacturing of plate girders – welding of a strip with a web

Modelowanie numeryczne odkształceń spawalniczych w złączu teowym

Głównym celem badania spawanych złączy teowych było zbudowanie modelu numerycznego (opartego na me-todzie elementów skończonych) spawanego złącza środnika z pasem, umożliwiające porównanie odkształceń kątowych końców pasa dla wariantu z zastosowanym radiatorem oraz bez radiatora. Model bazowy spawanego złącza teowego do analizy odkształceń miał odzwierciedlać analizowaną kon-strukcję spawaną w układzie ze spoiną dwustronną. Model wyjściowy oparto na złączu spawanym dwustronnie metodą

MAG bez podkładu oraz z podkładem chłodzącym w postaci aluminiowego radiatora zgodnie z rysunkiem 2.

W celu wyznaczenia przemieszczeń i odkształceń ką-towych wywołanych niestacjonarnym polem temperatury w czasie oddziaływania spawalniczego źródła ciepła obli-czenia wykonywano dwuetapowo: w części termicznej oraz mechanicznej. W pierwszej z nich wyznaczono rozkład tem-peratury w złączu na skutek spawania, natomiast w drugiej obliczono przemieszczenia i odkształcenia złącza na pod-stawie wprowadzonego przebiegu zmian pola temperatury. Obie części obliczeń: termiczna i mechaniczna realizowane są w programie obliczeniowym oddzielnie, a wyniki z pierw-szego etapu wczytywane są do modelu drugiego na etapie analizy w części mechanicznej. Aby dane mogły być prawid-łowo przekazane z jednego do drugiego etapu, oba modele obliczeniowe muszą być identyczne pod względem kształtu, wymiarów oraz siatki elementów skończonych.

Opis zachowania cieplno-mechanicznego złączy spa-wanych za pomocą modeli przestrzennych jest bardzo zło-żony oraz czasochłonny, nawet przy wykorzystaniu tech-nik komputerowych. Jednym z uproszczeń stosowanych w analizie tego typu złączy jest analiza modelu płaskiego przy założeniu, że z dala od początku i końca spoiny mamy do czynienia ze stanem quasi-statycznym na przekroju po-przecznym złącza, który powinien dać zadowalające przy-bliżenie zachowania cieplnego oraz mechanicznego złącza spawanego.

Model numeryczny złącza spawanego do analizy pola temperatury

W pierwszym etapie badań zbudowano model geome-tryczny złącza teowego blachownicy spawanej dwustronnie spoinami teowymi. Model obliczeniowy do analizy rozkładu temperatury odpowiada geometrii złącza spawanego z ry-sunku 2. Składa się on ze stalowego środnika o wymiarach 300 mm x12 mm, dwóch spoin teowych (a = 3 mm) oraz sta-lowego pasa dolnego o wymiarach 300 mm x 12 mm. Całko-wita długość złącza wynosi 1000 mm.

Rys. 3. Model numeryczny spawanego dwustronnie złącza teowego z warunkami brzegowymiFig. 3. Numerical model of a tee joint double welded with boundary conditions


Zgodnie z zasadą modelowania MES [6] geometria mo-delu podzielona została na czterowęzłowe i trójwęzłowe ele-menty płaskie przeznaczone do analizy zagadnień cieplnych (rys. 3). W celu wyznaczenia rozkładu temperatury w złączu spawanym należy rozwiązać równanie przewodnictwa ciep-lnego (Fouriera) dla zadanych warunków brzegowych [7]:

Gdzie: – gradient temperatury T ciała stałego w czasie t (oC/s), λ – współczynnik przewodzenia ciepła (W/moC), cp – ciepło właści-we ciała przy stałym ciśnieniu (J/kgoC), ρ – gęstość ciała (kg/m3), – prędkość wytwarzania ciepła na jednostkę objętości.

Warunki brzegowe dla takiego zagadnienia mają nastę-pującą postać:1. Na części S1 brzegu S zadana jest temperatura ciała TE

(warunek brzegowy I rodzaju – tzw. zagadnienie Dirich-leta):

2. Na części S2 brzegu S zadane są warunki przepływu cie-pła w postaci:

gdzie: nx, ny, nz – kosinusy kierunkowe między normalną zewnętrzną n do brzegu S ciała a osiami współrzędnych x, y, z; qS – strumień ciepła przepływający przez powierzchnię i zdefiniowany następująco (warunek brzegowy II rodzaju – warunek Neumanna):

qc – strumień ciepła wywołany przez konwekcję:

qR – strumień ciepła wywołany przez radiację:

gdzie αk i αr – współczynniki wnikania ciepła odpowiednio przez kon-wekcję i radiację.

Jest to warunek brzegowy III rodzaju (warunek Fourie-ra), w którym znana jest temperatura substancji otaczającej dany obszar oraz współczynnik konwekcji α w każdym miej-scu powierzchni ciała i w każdej chwili czasu.

Obciążenie cieplne modelu stanowi strumień cieplny od-działujący na powierzchnię tworzonej spoiny pachwinowej. Ilość ciepła wprowadzona w określonym czasie t (s) do ma-teriału nagrzewanego (spawanego) z ustalonymi parametra-mi łuku wynosi:

Q = q∙t = U ∙I ∙η ∙t (J)

gdzie: q – moc cieplna łuku (J/s), U – napięcie łuku podczas spawa-nia (V), I – natężenie prądu spawania (A), η – sprawność nagrzewa-nia, t – czas spawania (s).

W procesach spawania istotna jest tzw. energia liniowa spawania, czyli ilość ciepła przypadająca na jednostkę dłu-gości spoiny l:

(J/m)

gdzie vsp – prędkość spawania (m/s).

W przypadku analizowanego złącza teowego wykona-nego ze stali niestopowej do obliczeń przyjęto następujące parametry spawania metodą MAG: natężenie prądu spawa-nia I = 300 A, napięcie łuku U = 28,5 V, prędkość spawania vsp= 0,55 m/min, sprawność nagrzewania η = 0,7, co daje energię liniową spawania równą ql = 652,9 kJ/m. Właściwo-ści cieplne materiałów złącza – współczynnik przewodnictwa cieplnego oraz ciepło właściwe stali przyjęto do obliczeń jako zmienne z temperaturą wg literatury [8, 9]. Całkowita ilość ciepła wprowadzona do modelu została podzielona na część obejmującą powierzchnię spoiny (ze strumieniem cieplnym o rozkładzie Gaussa) oraz część obejmującą samą spoinę (z jednorodnym rozkładem ciepła w objętości spoiny) według proporcji opisanej w pracy [10].

Warunki brzegowe charakteryzujące wymianę cie-pła na krawędzi blach opisano za pomocą współczyn-nika konwekcji αk, przyjmując jego wartość na poziomie 30 W/m2K dla konwekcji swobodnej oraz 100 W/m2K dla kon-wekcji wymuszonej przy powierzchniach blach, przy których przemieszcza się źródło ciepła. Właściwy dobór wielkości współczynnika konwekcji jest bardzo trudny, bowiem zmie-nia się on w dość szerokich granicach wraz ze wzrostem temperatury, natomiast dla celów porównawczych takie założenie powinno być wystarczające. Na spodniej stro-nie pasa uwzględniony został stalowy stół zaciskowy oraz aluminiowy radiator, którego zadaniem było zmniejszenie gradientu temperatury w złączu. Założono, że dolna stro-na pasa przylega idealnie do stalowego stołu zaciskowego oraz do radiatora.

Obliczenia przeprowadzono za pomocą pakietu kom-puterowego LUSAS FEA opartego na metodzie elemen-tów skończonych (MES) w wariancie z aluminiowym radia-torem oraz bez radiatora w celu określenia jego wpływu na odkształcenia kątowe złącza po spawaniu.

Na rysunku 4 przedstawiono quasi-stacjonarny rozkład temperatury na przekroju złącza w momencie oddziaływania spawalniczego źródła ciepła.

Rys. 4. Rozkład temperatury w złączu teowym wywołany spawal-niczym źródłem ciepła w modelu złącza: a – z radiatorem aluminio-wym, b – bez radiatora, wyznaczony za pomocą MESFig. 4. Temperature distribution in a tee joint caused by a weld heat source in a model of the joint: a – with an aluminium radiator, b – without a radiator, determined by means of MES

a) b)


Model z radiatorem aluminiowym wykazuje znacznie niż-sze temperatury w obszarze spoin w porównaniu z modelem na podkładzie stalowym przy jednakowej ilości ciepła wpro-wadzonej do złącza. Świadczy to o lepszym odprowadzaniu ciepła przez radiator i występowaniu mniejszego gradientu temperatury w obszarze złącza.

Otrzymane z obliczeń wartości temperatury należy traktować bardzo ostrożnie ze względu na szereg założeń upraszczających przyjętych w analizowanych modelach. Należy do nich zaliczyć m.in. przyjęte arbitralnie wartości współczynników konwekcji, założenie idealnego kontaktu powierzchni stalowego podłoża oraz aluminiowego radiato-ra z powierzchnią dolną pasa, czy zastosowanie prostszej analizy złącza w układzie płaskim nie uwzględniającej od-działywania cieplnego w kierunku spawania.

W kolejnych krokach czasowych obliczeń, w części ter-micznej, analizowane złącze teowe, po ustaniu oddziaływa-nia spawalniczego źródła ciepła, podlegało swobodnemu chłodzeniu (przy takich samych warunkach wymiany ciepła na krawędziach blach) aż do osiągnięcia temperatury oto-czenia. Uzyskane chwilowe rozkłady temperatury na prze-kroju złącza wczytywane były do modelu mechanicznego (rys. 5), który pod względem geometrycznym odpowiadał modelowi termicznemu.

Model mechaniczny teowego złącza spawanego wstęp-nie obciążono siłą 1200 N na końcu środnika, symulując oddziaływanie rolek dociskowych. W połowie środnika wprowadzono zamocowanie odpowiadające rolkom prowa-dzącym, natomiast od spodu pasa zastosowano podparcie umożliwiające swobodne odkształcenie jego końców.

W kolejnych krokach obliczeń wczytywane były chwilowe rozkłady temperatury wyznaczone w części termicznej, któ-re stanowiły właściwe obciążenie modelu. Obliczenia prowa-dzone były w zakresie sprężysto-plastycznego zachowania się materiału złącza przy uwzględnieniu zależności modułu Younga, współczynnika rozszerzalności cieplnej oraz grani-cy plastyczności od temperatury na podstawie danych dla stali niestopowej przyjętych z literatury [11, 12]. Z uwagi na nieliniowość zagadnienia obliczenia prowadzone były przy-rostowo na drodze iteracji.

Na rysunku 5b zobrazowano przykładowo deformację złącza pod wpływem niestacjonarnego pola temperatury na przekroju złącza. Przy założeniu, że spawalnicze źródła cie-pła oddziałują na materiał równocześnie z obu stron środni-ka, powstające wygięcie kątowe jest jednakowe po jego obu stronach.

Rys. 5. Model mechaniczny spawanego złącza teowego: a – siatka elementów skończonych, b – deformacja złącza pod wpływem nie-stacjonarnego pola temperaturyFig. 5. Mechanical model of a tee joint welded: a – network of finite elements, b – deformation of the joint under the action of a non-sta-tionary thermal field

a) b)

Wpływ zastosowania aluminiowego radiatora w podłożu, na którym umieszczono spawany pas blachy, na przemiesz-czenie osiowe (dy) końca spawanego, pasa pokazano na rysunku 6.

Z wykresów widać, że zastosowanie radiatora aluminio-wego w podłożu stalowym, na którym spoczywa spawany pas blachownicy, umożliwiło zmniejszenie końcowego prze-mieszczenia osiowego (wygięcia kątowego) końców pasa o ok. 50%. Rzeczywiste wygięcia końców spawanego pasa mogą odbiegać od wyznaczonych wartości ze względu na przyjęte w analizie założenia i uproszczenia. Tym niemniej analiza taka pozwala na wstępną jakościową ocenę od-kształceń w różnych spawanych złączach teowych.

PodsumowaniePrzedstawiony prototyp urządzenia do zautoma-

tyzowanego spawania blachownic powstał w oparciu o oryginalny projekt, zakładający wykorzystanie najnow-szych układów energoelektroniki, napędów i sterowa-nia. Uwzględnia on potrzeby i możliwości potencjalnych, głównie krajowych użytkowników, zarówno pod wzglę-dem ceny, jak i oferowanych możliwości technicznych i technologicznych. Na szczególną uwagę zasługuje możliwość wyeliminowania operacji wstępnego monta-żu, czy minimalizacja odkształceń termicznych, niewy-magających prostowania po spawaniu. Potwierdziły to przeprowadzone badania prototypu oraz wyniki mode-lowania numerycznego spawanego złącza oparte na analizie sprzężonej pola temperatury oraz odkształceń w złączu.

Zbudowany model numeryczny spawanego złącza teowego umożliwia wstępną ocenę porównawczą stop-nia wygięcia kątowego. Należy podkreślić, że model ten zawiera szereg założeń upraszczających, które mają wpływ na wyznaczane wielkości, a zatem może być wykorzystany do jakościowego, porównawczego opisu zachowania się elementów złącza po spawaniu.

W konstrukcjach spawanych złączy teowych o znacz-nej długości, oprócz odkształceń kątowych pojawić się

Rys. 6. Przemieszczenie osiowe (dy): a – maksymalne podstawy spawanego pasa, b – końca spawalnego pasa w czasie chłodzenia pod wpływem niestacjonarnego pola temperatury, wyznaczone za pomocą MESFig. 6. Axial displacement (dy): a – maximum bases of a strip welded, b – of an end of the strip welded during cooling under the action of non-stationary thermal field, determined by means of MES

a) b)


mogą także znaczące wygięcia wzdłużne. Aby można było je oszacować metodami numerycznymi, niezbędne jest zbudowanie modelu przestrzennego spawanej bla-chownicy. Tego typu model umożliwiłby uwzględnienie wpływu przestrzennego chwilowego rozkładu tempera-tury czy innych parametrów związanych ze spawaniem, jak np. stosowane przesunięcie pomiędzy spawanymi palnikami. Wyniki modelowania pokazują, że bardzo istotne znaczenie ma znajomość szybkości wymiany ciepła na brzegach materiałów. W celu zwiększenia

precyzji obliczeń należałoby przeprowadzić dodatkowe pomiary temperatury w czasie spawania blach, które pozwoliłyby na weryfikację przyjętych współczynników wymiany ciepła.

Dalsze prace związane z analizą odkształceń ką-towych w spawanym złączu teowym polegały będą na modyfikacji modelu obliczeniowego w kierunku zastą-pienia modelu płaskiego modelem przestrzennym oraz weryfikacji warunków wymiany ciepła na krawędziach materiałów spawanych.

Literatura[1] Ferenc K., Ferenc J.: Konstrukcje spawane. Połączenia.

WNT, Warszawa 2003.[2] Praca zbiorowa pod redakcją K. Ferenca: Technika spawalni-

cza w praktyce. Poradnik inżyniera konstruktora i technologa. Verlag Dashofer, Warszawa 2007-09 (i lata następne – cykl wydawniczy).

[3] Sprzęt do automatyzacji spawania. Zautomatyzowane roz-wiązania spawalnicze firmy ESAB. Katalog ESAB 2006.

[4] Kaufmann H.: Efficient production of Stiffeners for Shipbuil-ding. Swetsaren ESAB 1/2003.

[5] Cary B. Howard: Modern welding technology. Regents/Pren-tice Hall, New Jersey 1994.

[6] Hsu T.-R.: The finite element method in thermomechanics. Allen & Unwin, Boston 1986.

[7] Szargut J. i inni: Modelowanie numeryczne pól temperatury. WNT, Warszawa 1992.

[8] Goldak J., Bibby M., Moore J. i inni: Computer Modeling of heat flow in welds. Metallurgical Transactions B, Vol. 17B (1986).

[9] British Iron and steel Research Association Metallurgy, 1953.

[10] Wu A., Syngellakis S., Mellor B.: Finite element prediction of residual stresses in a fillet welded T-joint. Proc. of 6-th In-ternational Trends in Welding Research Conference. Pine Mountain, ASM International, 2003.

[11] Goldsmith A., Waterman T.E., Hirchorn H.J.: Handbook of thermophysical properties of solid materials. New York 1961.

[12] Praca zbiorowa: Charakterystyki stali. Seria D t.1 cz.2, Wyd. Śląsk 1984.

W dniu 16 czerwca 2009 roku spawalnicy z regionu Polski północno-wschodniej spotkali się w ramach III Warmińsko - Mazurskiego Sympo-zjum Spawalniczego na uniwersytecie Warminsko-Mazurskim.

Ponowne spotkanie w murach uczelni stało się możliwe dzięki życzli-wości Pana prof. dr. hab. inż. Janusza Piechockiego–Dziekana Wydziału Nauk Technicznych Uniwersytetu Warmińsko-Mazurskiego oraz Panów: dr. inż. Krzysztof Dutki i dr. inż. Jana Stabryły. Pragniemy również podzię-kować za uczestnictwo sponsorom: 3M, Abicor Binzel, Centrum Kształce-nia Praktycznego Izby Rzemieślniczej w Olsztynie, ECKERT, ESAB, Fein, Lincoln Electric, Linde, PERUN, Urzędowi Dozoru Technicznego.

Naszym celem jest partnerstwo nauki i biznesu, tak też zrodziła się idea Warmińsko-Mazurskiej Biesiady Spawalniczej jako formuły obu-stronnej aktywizacji tych kontaktów w regionie Polski północno-wschod-niej. Biesiada została włączona do cyklu spotkań spawalników Polski północnej, w których organizacji bierzemy czynny udział – Spotkanie Spawalników w Drawnie, Spotkania Spawalników Wybrzeża w Gdańsku, Szczecińskie Seminarium Spawalnicze.

Uczestników spotkania w imieniu organizatorów przywitali kolejno Henryk Sawko – Grupa Rywal-RHC, Bożena Szymianiec – Linde Gaz Polska, oraz prof. dr hab. inż. Janusz Piechocki dziekan Wydziału Nauk Technicznych UWM.

Impreza miała charakter dwuczłonowy. W pierwszej części uczestni-cy zapoznać z referatami oraz prezentacjami branżowymi. Na część dru-gą: Warsztatową złożyły się liczne prezentacje nowoczesnych rozwiązań stosowanych w procesach łączenia i cięcia materiałów za pomocą ciepła, a także zagadnień związanych z obróbką powierzchni oraz bezpieczeń-stwem pracy. Oto najciekawsze referaty:– dr. inż. Krzysztofa Dutki wytwarzania panelowych wymienników cie-

pła z wykorzystaniem technologii laserowych, – Dr. inż. Jana Stabryły analizujący zagadnienie korozji naprężeniowej

zbiornika ze stali austenitycznej, – dr. inż. Dariusza Fydrycha nt. pękania zimnego złączy spawanych, – mgr. inż. Michała Wińczy dotyczący prac wykończeniowych po pro-

dukcji spawanych konstrukcji ze stali wysokostopowych odpornych na korozję w kontekście ochrony środowiska po procesie trawienia i pasywacji stali nierdzewnych,

– mgr. inż. Arkadiusza Gniazdowskiego opisujący nową normę „gazo-wą”,

– mgr. inż. Jerzego Brońka nt. certyfikacji personelu nadzoru spa-walniczego. Duże zainteresowanie wzbudziły wystąpienia Panów: mgr. To-

masza Stapfa nt. systemów odciągu dymów spawalniczych, Józefa Leżocha opisujące nowości w ofercie firmy Abicor-Binzel, Adama Świątkowskiego omawiające innowacyjne rozwiązania technolo-gii cięcia kształtowego, mgr. inż. Adam Bieniasa o mechanizacji procesów spawalniczych firmy Esab, mgr. inż. Witolda Postracha traktujący o przyłbicach IV generacji Speedglas, mgr. Marcina Adamczyka nt. nowoczesnych systemów oceny odporności urzą-dzeńspawalniczych na czynniki środowiskowe oraz mgr. inż. Wi-tolda Góralczyka przybliżający ofertę szkoleniową CKZ Izby Rze-mieślniczej w Olsztynie.

Wśród prezentacji praktycznych bardzo dużym zainteresowa-niem cieszyły się stoiska firm: MOST – najbardziej kompleksowa oferta urządzeń spawalniczych, materiałów spawalniczych i szlifier-skich, przecinarek taśmowych, chemii technicznej, BHP, MOTO-MAN - robotyzacja, ESAB – urządzenia spawalnicze, Abicor-Binzel - uchwyty spawalnicze, 3M- BHP, Speedglas, Fein - elektronarzę-dzia, LORCH – profesjonalne urządzenia spawalnicze, Lincoln Electric – urządzenia spawalnicze, Demmeler - stoły montażowe, MEP – przecinarki taśmowe, euromate® – systemy filtorwentylacji dymów spawalniczych, Linde Gaz - gazy techniczne, Eckert – prze-cinarki oraz KOIKE – specjalistyczne urzadzenia do mechaniza-cji cięcia gazowego, Perun – osprzęt gazowy, Yale – urządzenia transportu bliskiego, DESTACO – systemy mocowania detalu przy spawaniu, ROTHENBERGER - oferta skierowana do instalatorów, stoisko z ofertą autoryzowanego serwisu urządzeń spawalniczych, przecinarek termicznych, zgrzewarek firmy Rywal-RHC O/Olsztyn, stoisko dedykowane automatyzacji procesów spawalniczych firmy Rywal-RHC, stoisko promujące drut wykonywany w jednostce pro-dukcyjnej firmy Rywal-RHC o/Łącko oraz system wspomagania po-dawania drutu Wire Wizzard.

Gościliśmy 160-ciu uczestników z regionu Polski północno-wschodniej. Dzięki takiej formie spotkań firma RYWAL-RHC nawią-zuje nowe kontakty, stając się bardziej rozpoznawalna na polskim rynku.

III Warmińsko-mazurska Biesiada Spawalnicza


Aneta ZiewiecJacek CzechEdmund Tasak

Pękanie złączy spawanych stali nierdzewnej martenzytycznej 17-4Ph utwardzanej wydzieleniowo miedzią

cracking of welded joints of the 17-4PH stainless martensitic steelprecipitation hardened with copper

StreszczenieW artykule przedstawiono problematykę pękania

w strefie wpływu ciepła stali nierdzewnej martenzytycznej utwardzanej wydzieleniowo miedzią. Podważono hipote-zę wskazującą, że są to pęknięcia zimne spowodowane kruchością wodorową. Stwierdzono, że pęknięcia zloka-lizowane w wysokotemperaturowym obszarze SWC mają charakter pęknięć gorących i powstały w wyniku kruchości stali w obecności cieczy bogatej w miedź. Wyjaśniono me-chanizm wzbogacania się powierzchni stali w miedź oraz podano technologiczny sposób eliminacji pęknięć.

AbstractIn this article a problem of cracking of the stainless

martensitic steel precipitation hardened with copper in a heat-affected zone was presented. The hypothesis, in-dicating that those are cold cracks caused by hydrogen embrittelment, was questioned. It was stated, that cracks localised in the high-temperature area of the heat-affec-ted zone (SWC) are of hot cracks type and they were for-med as a result of embrittlement of steel in presence of a copper-rich liquid. Mechanism of enrichment of the ste-el surface with copper was explained and a technological method of cracks elimination.

Dr inż. Aneta Ziewiec, prof. dr hab. inż. Edmund Tasak – Akademia Górniczo-Hutnicza, mgr inż. Jacek Czech – Wytwórnia Sprzętu Komunikacyjnego PZL – Rzeszów S.A.

WstępSpawalność stali nierdzewnych martenzytycznych utwar-

dzanych wydzieleniowo ze względu na ich powszechne za-stosowanie w konstrukcjach spawanych w wielu gałęziach przemysłu, a szczególnie w lotnictwie, jest zagadnieniem do-brze zbadanym. Można często znaleźć uwagi o braku skłon-ności do pękania na skutek procesów spawalniczych i braku konieczności podgrzewania przed spawaniem i po spawaniu w przypadku łączenia elementów o grubości mniejszej niż 100 mm [1, 2]. Jednakże wbrew tej powszechnie akceptowa-nej dobrej ocenie spawalności w stali 17-4PH podczas kon-troli jakości złączy spawanych wykonanych metodą GTAW na cienkich blachach oraz odkuwkach wykryto występowa-nie drobnych powierzchniowych mikropęknięć w obszarze SWC spoin pachwinowych w ściśle określonych miejscach. Miejscami tymi były łuki spoin wykonanych ręcznie lub miej-sca nakładania się ściegów w obszarze ich zakończenia (rys. 1). Stal 17-4PH odpowiada stali x5CrNiCuNb16-4 wg PN EN 10088-1 i ma następujący skład chemiczny (%): <0,07 C, (15÷17) Cr, (3÷5) Ni, (3÷5) Cu, <0,6 Mo, (5C ÷ 0,45) Nb.

Badania nieniszczące prowadzono metodą FPI (Fluo-rescent Particle Inspection). Cząstki proszku fluorescen-

cyjnego, zatrzymując się wewnątrz otwartych nieciągłości, pozwalają na ich wykrycie podczas obserwacji w świetle ultrafioletowym. W rezultacie wady niewidoczne podczas standardowej kontroli wizualnej mogą zostać ujawnione, co właśnie miało miejsce w omawianym przypadku. Czułość metody jest zależna od wyboru metody FPI. Standardowa metoda służąca do badania i jakościowego odbioru złączy spawanych nie wykazywała żadnych wad w obrębie spoin. Natomiast na skutek szczególnego zbiegu okoliczności za-stosowano metodę o wyższej czułości, która ujawniła wystę-powanie mikropęknięć bezpośrednio w pobliżu linii wtopie-nia SWC. Dalsze oględziny wykazały, że wizualna kontrola przeprowadzana przy użyciu boroskopu (fiberoskopu) i po-większeniu 10÷20x pozwala na wykrycie wad często nawet z większym prawdopodobieństwem niż przy użyciu metody penetracyjnej FPI.

Rys. 1. Próbne złącze spawalnicze (próba okienkowa) wykorzystane w badaniach spawalności z zaznaczonymi miejscami występowania pęknięć. Pęknięcia występowały na łukach spoinFig. 1. Experimental welded joint (window test) used in tests of wel-dability with the places of cracks occurrence marked. Cracks occur-red on arcs of fusion welds

�0 Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Jednakże stosowanie obu wymienionych metod wykry-wania mikropęknięć było często utrudnione z powodu wy-stępowania miejscowego utlenienia powierzchni w obszarze SWC. Obecność warstewki spękanych tlenków utrudniała bezpośrednią wizualną ocenę powierzchni znajdującej się pod nią, a jej mechaniczne usunięcie powodowało zebranie takiej grubości materiału, która przekraczała typową głębo-kość wad. Spękana warstewka tlenków miała również ten-dencję do zatrzymywania fluorescencyjnych cząstek przy badaniu FPI, powodując „fałszywe wskazania”. Dlatego jedynym sposobem na zweryfikowanie wystąpienia mikro-pęknięć z wysoką wiarygodnością była wstępna obserwacja przy użyciu mikroskopu stereoskopowego (przy powiększe-niu do 63x) i wyznaczenie miejsc występowania wad. Miejsca z występującymi wadami wycięto i poddano szczegółowym badaniom na mikroskopie optycznym i elektronowym mi-kroskopie skaningowym. Typowy wygląd omawianych wad obserwowanych przy użyciu mikroskopu stereoskopowego i elektronowego skaningowego pokazano na rysunku 2.

Wyniki badań W badaniach wykonanych przez inny ośrodek badawczy

stwierdzono, że są to pęknięcia wodorowe zimne. Przyjmując wstępnie tę hipotezę za prawdopodobną, sprawdzono możli-we źródła nawodorowania. Jedynymi źródłami wodoru mogły być: zanieczyszczenie argonu, nadmierna wilgotność powie-trza w hali lub procesy czyszczenia powierzchni blachy przed spawaniem. Sprawdzono więc czystość Ar stosowanego za-równo do ochrony jeziorka spawalniczego podczas spawania metodą GTAW, jak i argonu używanego do chłodzenia w pie-cach próżniowych podczas zabiegów obróbki cieplnej. Oka-zało się, że argon ma bardzo wysoką czystość – 99,999%. Duża wilgotność powietrza jako źródła wodoru również została zweryfikowana negatywnie. Wilgotność powietrza w hali w tym okresie wynosiła 30% (miesiące zimowe). Spo-sób przygotowania powierzchni blachy wyeliminował obec-ność wilgoci na powierzchni lub jej nawodorowania.

Badania mikroskopowe dostarczonych próbek wykaza-ły, że pęknięcia nie mają wyglądu typowego dla pęknięć wodorowych. Gdyby pęknięcia miały charakter pęknięć zimnych wodorowych – występowałyby tylko od brzegu spoiny, ich wnętrze nie byłoby utlenione, a zakończenia pęknięć byłyby ostre.

Na rysunku 3 przedstawiono przebieg pęknięć widocz-nych na zgładzie poprzecznym wykonanym w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni blachy. Pęknięcia mają charak-

Rys. 2. Pęknięcia w strefie wpływu ciepła stali 17-4PH spawanej metodą GTAW: a – pęknięcia widoczne w mikroskopie stereoskopo-wym, b – pęknięcia obserwowane w mikroskopie skaningowymFig. 2. Cracks of the 17-4PH steel welded with the GTAW method in the heat-affected zone: a – appearance of cracks visible in the stereoscopic microscope

ter międzykrystaliczny i występują nie tylko od brzegu spo-iny, ale również na pewnej szerokości SWC (rys. 4). Mają znaczną szerokość, nawet do 15 µm, i głębokość średnio do 50 µm. Powierzchnia pęknięć była utleniona, a dno zaokrą-glone. Duża szerokość pęknięć i zaokrąglone dno dowodzą, że pęknięcia powstały pod wpływem dużych odkształceń. Wynika z tego, że pękanie następowało wówczas, gdy tem-peratura SWC była wystarczająco wysoka do utlenienia na skutek kontaktu metalu z powietrzem i wystąpienia dużych odkształceń wynikających z usztywnienia konstrukcji. Takie cechy pęknięć pozwoliły na odrzucenie hipotezy, że są to pęknięcia zimne wodorowe i skłoniły do postawienia innej hi-potezy, że obserwowane pęknięcia mają charakter pęknięć gorących. Kontrolna analiza składu chemicznego wykazała bardzo niską zawartość siarki (0,001÷0,003%), co pozwoliło wykluczyć ewentualny związek siarki z mechanizmem gorą-cego pękania stali w SWC.

Mimo spawania w atmosferze bardzo czystego argonu w balonie argonowym powierzchnia strefy wpływu ciepła ulegała zabarwieniu (rys. 5). Kontrolne spawanie tytanu w tych samych warunkach nie powodowało zabarwiania tytanu w SWC. Dowodzi to, że stosowany argon był czy-sty i powstający ciemny nalot nie jest wynikiem utlenie-nia powierzchni i obecności tlenków. Mikroanaliza składu chemicznego powierzchni blachy w strefie wpływu ciepła (rys. 5b) i poza obszarem strefy wpływu ciepła (rys. 5a) wskazała na wyraźne wzbogacenie SWC w miedź. Ponie-waż w podobnych stalach martenzytycznych bez miedzi (np. x3CrNiMo13-4) nie stwierdzono tego typu pęknięć, po-stawiono tezę, że przyczyną pękania stali 17-4PH jest miedź, która w tej stali występuje w ilości 3÷5%.

Rys. 3. Międzykrystaliczne pęknięcia w strefie wpływu ciepłaFig. 3. Intercrystalline cracks in the heat-affected zone

Rys. 4. Międzykrystaliczne pęknięcia na powierzchni blachy w SWC; charakterystyczna duża szerokość pęknięćFig. 4. Intercrystalline cracks on the surface of a sheet in the heat-affected zone (SWC); characteristic is large width of cracks

��Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Szczegółowa analiza powierzchni wysokotemperaturo-wego obszaru strefy wpływu ciepła wykazała, że występu-jące na niej produkty mają strukturę charakterystyczną dla osadzania bezpośrednio z fazy gazowej (rys. 6). Produkty osadzania na powierzchni były wzbogacone w miedź i zu-bożone w nikiel (rys. 6b) w stosunku do nominalnego składu stali poza SWC (rys. 5a). Szczególnie duże wzbogacenie w miedź występowało na krawędzi pęknięcia (rys. 6a). W przy-padku niewłaściwego ustawienia uchwytu spawalniczego i niedostatecznej osłony strefy spawania w SWC powstawa-ła gruba warstwa tlenków, które w czasie chłodzenia pękały i częściowo odpadały. Przykład grubej popękanej warstwy tlenków oraz mikroanalizę z warstwy tlenków i powierzchni blachy po ich odpadnięciu pokazano na rysunku 7. Analiza wykazuje, że występuje selektywne utlenianie powierzchni blachy i tworzą się tlenki zawierające głównie chrom i że-lazo z niewielką ilością miedzi (rys. 7a). Pod warstwą tlen-ków powierzchnia stali jest wyraźnie wzbogacona w Cu i Ni, a zubożona w chrom (rys. 7b).

Wzrost zawartości miedzi na powierzchni stali może być wynikiem:– selektywnego utleniania się składników stali,– parowania miedzi z ciekłego jeziorka i osadzania się jej

na powierzchni. W przypadku niezupełnego zabezpieczenia powierzchni

stali przed dostępem tlenu możliwe jest selektywne utlenia-nie jej składników. Selektywne utlenianie powoduje zuboże-nie powierzchni stali w Cr, Mn i Si. Miedź i nikiel w obec-ności chromu i żelaza nie będą ulegały utlenianiu, a zatem powierzchnia stali pod warstwą tlenków ulegnie wzbogace-niu w te pierwiastki. Przykład wzbogacania powierzchni stali w Cu i Ni pod powierzchnią tlenków ilustruje rysunek 7. Jed-nakże przy krawędzi pęknięć i w pęknięciach obserwuje się wzbogacenie w miedź i zubożenie w nikiel w stosunku do podstawowego składu stali. Taki skład chemiczny krawędzi

Rys. 6. Powierzchnia SWC w pobliżu pęknięcia z zaznaczonymi miejscami mikroanalizy: a – mikroanaliza z krawędzi pęknięcia (ob-szar A), b – mikroanaliza z powierzchni obok pęknięcia (obszar B)Fig. 6. Surface of a heat-affected zone in the vicinity of the crack with places of microanalysis marked: a – microanalysis from the crack edge (area A), b – microanalysis from a surface nearby the crack (area B)

Rys. 5. Zmiany barw nalotowych w SWC z zaznaczonymi miejsca-mi mikroanalizy: a – mikroanaliza z obszaru A, b – mikroanaliza z obszaru BFig. 5. Appearance of changes of temper colours in the heat-affec-ted zone with the places of microanalysis marked: a – microanalysis from the area A, b – microanalysis from the area B

Rys. 7. Popękana i odpadająca warstwa tlenków w strefie wpływu ciepła w pobliżu pęknięcia: a – mikroanaliza z warstwy tlenków (ob-szar A), b – mikroanaliza z powierzchni blachy pod warstwą tlenków (obszar B)Fig. 7. Cracked and falling off the oxides layer in the heat-affected zone nearby the crack: a – microanalysis from the oxides layer (area A), b – microanalysis from the sheet surface under the oxides layer (area B)

pęknięć i powierzchni wokół nich w przypadku dokładnej osłony strefy spawania wyklucza selektywne utlenianie jako proces, który mógłby spowodować wzrost zawartości miedzi w warstwie powierzchniowej. Jedynym więc źródłem wzbo-gacenia powierzchni stali w miedź jest intensywne parowa-nie miedzi z jeziorka spawalniczego. Temperatura wrzenia miedzi wynosi 2567oC i jest niższa od temperatury wrzenia chromu (2672oC) i niklu (2913oC). Zatem w procesie spawa-nia pod wpływem wysokiej temperatury łuku elektrycznego z jeziorka spawalniczego najintensywniej paruje miedź. Jej pary nie są swobodnie rozpraszane, ale pod wpływem stru-mienia argonu są ponownie zawracane i osadzane w strefie pływu ciepła (rys. 8).

Możliwe jest również utlenianie par miedzi w strumieniu argonu i osadzanie na powierzchni tlenków miedzi, których temperatura topnienia wynosi ok. 1200oC, a temperatura eu-tektyki Cu2O-Cu – 1065oC. Tak więc w obszarze przyspoino-wym nagrzanym do temperatury ok. 1100oC na powierzchni stali może znajdować się ciekła warstwa miedzi lub jej tlen-ków. W czasie chłodzenia skurcz złącza spawanego powo-duje odkształcanie się strefy przyspoinowej i w obecności ciekłej fazy na powierzchni wywołuje pękanie na gorąco. Mała ilość cieczy nie pozwala na rozwój pęknięć na większą głębokość niż zaobserwowana 50 µm. Aby na powierzchni pojawiła się ciekła warstwa, stal nie musi się znacznie wzbo-gacać w miedź. Wystarczy wzbogacenie do 8% Cu, aby w wyniku równowagowego nadtapiania [3] w temperaturze 1094oC pojawiła się faza ciekła zawierająca 97,2% Cu (rys. 9). Tak więc niewielkie wzbogacenie powierzchni w miedź może doprowadzić do pojawienia się fazy ciekłej bogatej w Cu, która bardzo dobrze zwilża stal i jest przyczyną pęknięć

Rys. 8. Mechanizm wzbogacania się strefy wpływu ciepła w miedź w wyniku kondensacji par miedzi i jej tlenkówFig. 8. Mechanism of enrichment of the heat-affected zone with cop-per as a result of condensation of vapours of copper and its oxides

�� Przegląd sPawalnictwa 10/2009

gorących. Tego typu pękanie gorące w obecności ciekłych metali nazywane jest w literaturze kruchością ciekłometa-liczną (ang. LME – Liquid Metal Embrittlement). Pękanie LME zachodzi wówczas, gdy stal kontaktująca się z ciekłą miedzią poddana jest działaniu naprężeń rozciągających. Bez naprężeń i wywołanych nimi odkształceń pękanie nie zachodzi, a stal dyfuzyjnie nasyca się miedzią.

Próby spawania stali 17-4PH spoiwami nie zawierają-cymi miedzi co prawda zmniejszyły zjawisko występowa-nia pęknięć, ale nie zapobiegły ich powstawaniu [5]. Pęk-nięcia te są trudne do wykrycia z uwagi na małą szerokość i głębokość. Podczas badań nieniszczących penetracyjnych są wykrywalne przy użyciu penetrantów fluorescencyjnych o bardzo dużej czułości. Ich obecność w konstrukcjach o wy-sokiej wytrzymałości jest bardzo niebezpieczna, bowiem są gotowymi zarodkami pęknięć zmęczeniowych. Obecnie nie są znane metody metalurgicznego zabezpieczenia się przed pęknięciami w strefie wpływu ciepła stali utwardzanych wy-dzieleniowo miedzią. Jedynym sposobem likwidacji pęknięć w przypadku ich ujawnienia jest ich usuwanie przez zeszli-fowanie strefy przyspoinowej lub przetapianie brzegu spoiny łukiem GTAW bez dodatku spoiwa [6].

PodsumowaniePrzedstawione wyniki badania wykazały, że powstające

pęknięcia w strefie wpływu ciepła stali nierdzewnej marten-zytycznej utwardzanej wydzieleniowo miedzią są wynikiem kruchości stali w obecności ciekłej miedzi LME. Pękanie LME zachodzi wówczas, gdy stal kontaktująca się z ciekłą miedzią poddana jest działaniu naprężeń rozciągających. W procesie spawania pod wpływem wysokiej temperatury łuku elektrycznego z jeziorka spawalniczego najintensywniej paruje miedź. Temperatura wrzenia miedzi wynosi 2567oC i jest niższa od temperatury wrzenia chromu (2672oC) i niklu (2913oC). Jej pary nie są swobodnie rozpraszane, ale pod wpływem strumienia argonu ponownie zawracane i osa-dzane w strefie wpływu ciepła. Aby na powierzchni pojawiła się ciekła warstwa, stal nie musi się znacznie wzbogacać w miedź. Wystarczy wzbogacenie do 8% Cu, aby w wyni-ku równowagowego nadtapiania w temperaturze 1094oC pojawiła się faza ciekła zawierająca 97,2% Cu. Tak więc niewielkie wzbogacenie powierzchni w miedź może dopro-wadzić do pojawienia się fazy ciekłej bogatej w Cu, która bardzo dobrze zwilża stal i jest przyczyną pęknięć gorących.

Rys. 9. Układ żelazo-miedź [4]Fig. 9. Iron-copper system [4]

W przypadku mało skutecznej osłony łuku elektrycznego moż-liwe jest również utlenianie par miedzi w strumieniu argonu i osadzanie na powierzchni tlenków miedzi, których tempe-ratura topnienia wynosi ok. 1200oC, a temperatura eutektyki Cu2O-Cu – 1065oC. Tak więc w obszarze przyspoinowym nagrzanym do temperatury ok. 1100oC na powierzchni stali może znajdować się ciekła warstwa miedzi lub jej tlenków. W czasie chłodzenia skurcz złącza spawanego powoduje odkształcanie się strefy przyspoinowej i w obecności ciekłej fazy na powierzchni wywołuje pękanie na gorąco. Krytyczne naprężenie pękania stali w obecności ciekłej miedzi w tem-peraturze 1100oC wynosi ok. 12 MPa [7].

O obecności fazy ciekłej na powierzchni świadczy po-nadto charakterystyczna gładka powierzchnia oraz na-derwania materiału blachy na granicach ziaren. Ponieważ grubość ciekłej warstewki bogatej w miedź jest niewielka, to powstające pęknięcia są bardzo płytkie, a ich głębokość nie przekracza 50 µm.

Wnioski Pęknięcia powstające w SWC stali 17-4PH mają cha-

rakter pęknięć gorących wywołanych kruchością stali w obecności ciekłej miedzi LME.

Pęknięciom gorącym w strefie wpływu ciepła można zapobiec przez:– usunięcie ze strefy spawania par miedzi,– zapewnienie dokładnej osłony powierzchni przed do-

stępem tlenu, szczególnie w miejscach zmiany kie-runku spawania i zachodzenia na siebie ściegów,

– zmniejszenie naprężeń i odkształceń skurczowych.W przypadku braku możliwości zapewnienia dokład-

nej osłony strefy spawania i obniżenia poziomu naprężeń i odkształceń jedynym rozwiązaniem jest zamiana gatun-ku stali z miedzią (17-4 PH) na inny gatunek, np. PH 15-7Mo lub 17-7 PH o podobnych własnościach.

Technologiczny sposób likwidacji pęknięć to szlifowa-nie strefy przyspoinowej lub przetapianie brzegu spoiny łukiem GTAW bez dodatku spoiwa.

Literatura[1] ASM Handbook: Welding, Brazing and Soldering, vol. 6,

2007.[2] ASM Handbook: Properties and Selection: Irons, Steels,

and High-Performance Alloys, vol. 1, 2007.[3] Tasak E.: Metalurgia spawania, Wyd. Jak, Kraków 2008.[4] Łoskiewicz W., Orman M.: Układy równowagi podwójnych

stopów metali, PWN, Warszawa 1955.[5] Kowalczyk K.: Wpływ materiałów spawalniczych na skłon-

ność do pęknięć stali 17-4PH, Praca dyplomowa, AGH 2008.

[6] Czech J.: Problem spawalności cienkich blach z martenzy-tycznej stali nierdzewnej utwardzanej wydzieleniowo mie-dzią - gatunku 17-4PH, Materiały xxxVI Szkoły Inżynierii Materiałowej Kraków - Krynica 2008.

[7] Tasak E., Kąc S., Ziewiec A.: Cracking of metals in the pre-sence of liquid copper, Metallurgy and Foundry Enginee-ring, vol. 25, nr 2/1999.

Badania wykonano w ramach pracy statutowej nr 11.11.110.790

�3Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Michał UrzynicokKrzysztof KwiecińskiJacek Słania

Zastosowanie nowoczesnych metod spawania przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali martenzytycznej p9� (x10CrWMovNb9-�)

application of new gmaw welding methods used in prefabrication of p92 (X10crwMovnb9-2) pipe butt welds

StreszczenieSpawanie rur kolektorowych, den płaskich oraz króć-

ców wykonanych ze stali przeznaczonych do pracy w pod-wyższonych temperaturach, najczęściej odbywa się za pomocą metod spawania TIG i MMA. Postęp w dziedzinie technologii spawania MAG oraz dostępność wysokiej ja-kości materiałów dodatkowych (drutów litych) umożliwia obecnie wykonywanie wymienionych połączeń również za pomocą tej metody. Aby udowodnić jej skuteczność, w artykule przedstawiono wyniki badań stosowanych pod-czas kwalifikowania technologii spawania wraz z dodatko-wymi badaniami mikroskopowymi oraz fraktograficznymi. Badania porównawcze zostały wykonane dla gatunku P92 (x10CrWMoVNb9-2) i wykazały właściwości wytrzy-małościowe nie gorsze niż przy obecnie przyjętych tech-nologiach spawania przy skróceniu czasu wykonania po-łączenia o 100%. Omówiono pierwsze znane na świecie pozytywne wyniki badań spawania rur ze stali P92 przy użyciu metody MAG. Przedstawiono wyniki badań prze-prowadzonych na doczołowych złączach spawanych rur o średnicy 219,1x31,75 mm ze stali P92. Wyniki badań oraz zmierzone rzeczywiste czasy wykonania połączeń po-kazały skuteczność i ekonomiczność stosowania nowo-czesnych metod spawania MAG i ich przewagę nad spa-waniem połączeń metodami tradycyjnymi, czyli 141/111.

AbstractWelding of collector pipes, flat heads, dished ends and

connector pipes performed with high temperature and creep-resisting steels most often has been done by com-bination of TIG and MMA processes. Progress in MAG process and availability of high quality filler materials (solid wires) enables a welding mentioned above connec-tions also with using of this method. In order to prove its efficiency, results of examinations have been presented in this article. Range of tests were similarly as it take place during qualification of welding technology and additional microscopic and fractography examinations were perfor-med. The results show that welding with new methods like GMAWP is not worse compared to currently used MMA method while time consumption is 100% less. This article shows world’s first known positive results in welding P92 steel grade using GMAW welding method.

All results of investigations carried out on butt welded joints of pipes ø219,1x31,75 mm with P92 steel have been shown in the current issue of article.

Received results and measured real welding time of performed joints showed efficiency and economical aspects of using new welding GMAW processes and their advantage over traditional process, that is 141/111.

Mgr inż. Michał Urzynicok – Zakład Elementów Kot-łowych ZELKOT, mgr inż. Krzysztof Kwieciński, dr hab. inż. Jacek Słania – Instytut Spawalnictwa w Gliwicach.

WstępPrzy wytwarzaniu odpowiedzialnych konstrukcji ciś-

nieniowych elementów kotłów energetycznych szczegól-ny nacisk kładzie się na jakość wykonywanych połączeń

spawanych. Aby osiągnąć zamierzony cel, wytwórca urzą-dzeń energetycznych musi wykazać się bardzo wysoką kul-turą techniczną, ponieważ spawane gatunki stali do pracy w podwyższonych temperaturach należą do materiałów o ograniczonej spawalności, a zatem wymagają pełnej kon-troli i nadzoru zarówno przed spawaniem, jak i w trakcie prowadzenia procesu oraz po jego zakończeniu. Większość gatunków stali do pracy w podwyższonej temperaturze, a w szczególności martenzytyczne stale chromowo-molibdeno-we, wymagają podgrzewania wstępnego przed spawaniem,


utrzymania odpowiedniej temperatury międzyściegowej, a po wykonaniu spoiny – odpowiedniej obróbki cieplnej, najczęściej wyżarzania odprężającego. Cały proces wy-konywania połączeń doczołowych, szczególnie na rurach kolektorowych przy średnicach większych niż 114,3 mm i grubości ścianek powyżej 10 mm, przy wykorzystaniu obecnie stosowanych standardowych technologii spawania jest długotrwały i kosztowny. Zasadne jest więc dążenie do usprawnienia procesu spawania, zmniejszenia czasu wy-konywania połączeń, znacznego obniżenia kosztów pracy przy jednoczesnym zachowaniu wysokich właściwości wy-trzymałościowych i plastycznych złączy spawanych, czysto-ści procesu i małej jego szkodliwości dla spawacza.

Dotychczas rury kolektorowe parowych kotłów wodnoru-rowych spawane są metodą TIG (warstwa przetopowa) oraz elektrodą otuloną (warstwy wypełniające). Połączenie tych dwóch metod spawania daje gwarancję wysokiej jakości połączeń, ale wydłuża czas ich wykonania. Głównym czyn-nikiem zwiększającym ten czas są operacje dodatkowe, tj. usuwanie żużla oraz odprysków po spawaniu. Dodatkowo, spawanie elektrodą otuloną wiąże się z wydzielaniem dużej ilości dymów i gazów spawalniczych, co jest szkodliwe dla spawacza. Dostępność materiałów dodatkowych w postaci drutów litych oraz nowoczesnych urządzeń spawalniczych umożliwia podjęcie badań nad spawaniem materiałów do pracy w podwyższonych temperaturach za pomocą metody MAG, a w szczególności spawania prądem pulsującym.

Charakterystyka stali P92Stale martenzytyczne chromowe należą do grupy sto-

pów Fe-Cr. Stale te, oprócz głównych składników, żelaza i chromu, zawierają dodatki stopowe w postaci Mo, V, W, Ni. W najbardziej rozpowszechnionych stopach przemysło-wych zawartość krzemu, manganu i niklu jest stosunkowo mała i pozostaje na stałym poziomie. Zawartość węgla jest natomiast zmienna w dość szerokich granicach. Chrom jest głównym składnikiem stopowych chromowych stali marten-zytycznych. Jest to pierwiastek o dużym powinowactwie do węgla. Chrom tworzy z żelazem roztwory stałe ciągłe, roz-szerza obszar istnienia fazy żelaza α i stabilizuje tę fazę, a także polepsza odporność na korozję i żaroodporność. Ponadto przeciwdziała grafityzacji oraz powoduje podwyż-szenie hartowności, wytrzymałości i ciągliwości oraz odpor-ności stali na ścieranie i zużycie, szczególnie w temperatu-rze otoczenia. Duża zawartość chromu powoduje, że stale te mają małą krytyczną prędkość chłodzenia i ulegają przemia-nie martenzytycznej.

Węgiel jest drugim ważnym składnikiem stali marten-zytycznych. Pierwiastek ten umożliwia zmianę właściwości mechanicznych stali, w wyniku czego otrzymuje się szeroką gamę gatunków stali. Węgiel ma także bezpośredni wpływ na rozszerzenie obszaru istnienia fazy γ. Wzrost zawarto-ści węgla powoduje niekorzystne zmniejszenie ciągliwości i podwyższenie temperatury przejścia stali w stan krucho-ści oraz pogorszenie jej obrabialności i spawalności. Dlate-go zawartość węgla w stalach przeznaczonych do pracy w podwyższonej temperaturze z reguły nie przekracza 0,23%, a wymagane właściwości wytrzymałościowe i odporność na pękanie osiąga się między innymi przez wprowadzenie dodatków stopowych.

Molibden w stalach chromowych martenzytycznych zwiększa ich pasywność i odporność na korozję, zwłasz-

cza na działanie kwasów redukujących, np. kwasu solnego, kwasu octowego i środowisk korozyjnych zawierających jony chloru. Pierwiastek ten polepsza właściwości oraz od-porność na pękanie kruche i ścieranie stali w temperaturze podwyższonej. Wanad jako dodatek stopowy podwyższa wytrzymałość na pełzanie. Wanad jest pierwiastkiem silnie ferrytotwórczym i węglikotwórczym. Wpływa intensywnie na wzrost hartowności stali, a także opóźnia obniżenie twardo-ści po odpuszczaniu.

W stalach martenzytycznych optymalna zawartość nio-bu wynosi 0,03÷0,15%. Wyższe zawartości tego pierwiastka obniżają wytrzymałość na pełzanie oraz podwyższają cenę. Niob jako mikrododatek stopowy powoduje umocnienie stali w podwyższonej temperaturze. Dla potrzeb energetyki ją-drowej, a następnie energetyki konwencjonalnej została opracowana w USA martenzytyczna stal 9Cr-1Mo-0,25V, oznaczona symbolem P/T91. W Europie stal ta oznaczona jest jako x10CrMoVNb9-1. Modyfikacje składu chemicznego stali P91, tj. zmniejszenie zawartości molibdenu do ok. 0,5% oraz dodanie wolframu na poziomie ok. 1,7% doprowadziły do wytworzenia stali, której wytrzymałość na pełzanie wzro-sła o ok. 30% w stosunku do stali P91. Wolfram, podobnie jak molibden, jest pierwiastkiem umacniającym roztwór sta-ły. Wolfram podnosi temperaturę rekrystalizacji, zwiększając przy tym stabilność osnowy podczas długotrwałej eksplo-atacji w podwyższonej temperaturze. Zastosowany w stali P92 mikrododatek boru przez stabilizację węglików podnosi wytrzymałość stali na pełzanie oraz ogranicza nadmierne ich wydzielanie na granicach ziarn. Stal P92 inaczej ozna-czana jest jako NF616 lub x10CrWMoVNb9-2.

Skład chemiczny stali zawierających 9% chromu przed-stawiono w tablicy I, natomiast porównanie właściwości me-chanicznych w tablicy II.

Tablica I. Skład chemiczny wybranych stali 9%Cr (wg normy PN-EN 10216-2)Tabel I. Comparison of chemical composition of 9%Cr steels according EN 10216-2

Ga-tunek

Skład chemiczny, %

C Si Mn Cr Mo Nb Co V W Inne

P910,08-0,12

0,2-0,5

0,3-0,6

8-9,50,85-1,05

0,06-0,1

-0,18-0,25

- N=0,03-0,07

P920,07-0,13

<0,50,3-0,6

8,5-9,5

0,3-0,6

0,04-0,09

-0,15-0,25

1,5-2

N=0,03-0,07 B=0,0005-0,005

E9110,09-0,13

0,1-0,5

0,3-0,6

8,5-9,5

0,9-1,1

0,06-0,1

-0,18-0,25

0,9-1,1

N=0,05-0,09 B=0,0005-0,005

PB2* 0,135 0,076 0,31 9,28 1,51 0,053 1,33 0,19 -N=0,026 B=0,0091

*dane z wytopu próbnego

Tablica II. Właściwości mechaniczne wybranych stali zawie-rających 12% chromu (wg danych producenta)Table II. Comparison of mechanical properties of 12%Cr ste-els according to steel makers

GatunekWłaściwości mechaniczne

Re, MPa Rm, MPa Amin., %

P91 450 630 19

P92 440 620 19

E911 450 620 19

PB2* 601 754 19

*dane z wytopu próbnego


Przedmiot badań Przedmiotem badań były doczołowe złącza spawane rur

o średnicy 219,1 x 31,75 mm gatunku x10CrWMoVNb9-1 (P92) (tabl. III i IV).

Tablica III. Skład chemiczny badanej stali P92 (wg atestu producenta)Table III. Chemical composition of tested P92 steel grade

Gatunek stali

Skład chemiczny, %

C Si Mn Cr Mo V W Co Inne

P92 0,13 0,47 0,27 11,54 0,24 0,26 1,44 1,47

B-0,0045 N-0,048 Nb-0,044 Ni-0,27

Tablica IV. Właściwości mechaniczne badanej stali P92 (wg atestu producenta)Table IV. Mechanical properties of tested P92 steel grade

Gatunekstali

Właściwości mechaniczne

Re, MPa Rm, MPa Amin., % HV KV, J

P92 666 805 23 228 255

Materiał dodatkowy do spawania Prawidłowy dobór materiału dodatkowego do spawania

decyduje o uzyskaniu wymaganych właściwości połączenia. Wykorzystywane do spawania materiały dodatkowe powin-ny zapewnić skład chemiczny spoiny i jej właściwości me-chaniczne maksymalnie zbliżone do właściwości materiału rodzimego. W tablicy V zestawiono materiały dodatkowe wy-korzystane podczas wykonywania badanych złączy.

Tablica V. Zastosowane materiały dodatkowe do spawania stali P92Table V. Welding consumables used for P92 steel grade

Me-toda Spoiwo Śred-

nicaProducent, oznaczenie

Materiały do spawania stali P92 (x10CrWMoVNb9-2)

111 E ZCrMoWVNb 9 0.5 2 B 4 2 H5 3,2; 4 Böhler Thyssen Thermanit MTS 616

135 (TP) G ZCrMoWVNb 9 0.5 1.5 1,2 Böhler Thyssen

Thermanit MTS 616

141 W ZCrMoWVNb 9 0.5 1.5 2,4 Böhler Thyssen Thermanit MTS 616

Proces spawania Aktualnie powszechnym sposobem wykonywania po-

łączeń doczołowych rur kolektorowych jest spawanie grani metodą TIG oraz wypełnienia elektrodą otuloną. Ten sposób wykonania złącza został zastosowany w celach porównaw-czych z metodą MAG z zastosowaniem podwójnego prą-du pulsującego. Badane złącza przygotowano do spawania zgodnie z rysunkiem 1. Podczas spawania wykonano ścieg graniowy oraz ściegi wypełniające zgodnie z rysunkiem 2. Jako gaz osłonowy dla grani zastosowano Argon klasy 4.8. Złącza próbne wykonywane były w pozycji PA.

Rys. 1. Przygotowanie rowka spawalniczegoFig. 1. Preparation of welding groove

Rys. 2. Schematyczne przedstawienie wykonanych ściegówFig. 2. Sketch of the joint

Cykl cieplny spawania i obróbka cieplna po spawaniu

Przed spawaniem rura została podgrzana do tempe-ratury ok. 200°C. Podczas spawania spawacz na bieżąco kontrolował temperaturę międzyściegową, która nie przekra-czała 280°C. Po spawaniu próbki chłodzono do temperatury otoczenia. Cykl cieplny spawania oraz wykres obróbki ciep-lnej po spawaniu przedstawia rysunek 3.

Rys. 3. Schemat cyklu cieplnego spawania oraz obróbki cieplnej po spawaniuFig. 3. Welding and PWHT cycle

Plan badań Po wykonaniu złączy spawanych przeprowadzono

wszystkie badania nieniszczące, tj.: VT, PT i RT w pełnym zakresie. Badania te wykonano z uwzględnieniem poziomu


jakości B wg normy PN-EN ISO 5817. Po uzyskaniu pozy-tywnych wyników NDT, ze złączy zostały pobrane próbki do badań niszczących wg schematu przedstawionego na rysunku 4.

Zakres badań mechanicznych obejmował:– statyczną próbę rozciągania złącza spawanego (próbki

R1 i R2),– próbę zginania (próbki GB1÷GB4 – gięcia boczne),– badania udarności (próbki S1÷S6 – karb nacięty w spoi-

nie; próbki H1÷H6 – karb nacięty w SWC),– badania makroskopowe (próbka MA),– badania mikroskopowe (próbka MA),– pomiary twardości (próbka MA),– badania fraktograficzne z prób łamania.

Optymalizacja wykonywania połączeń doczołowych rur kolektorowych przez zastosowanie nowoczesnych i ogólno-dostępnych metod spawania jest ciekawym zagadnieniem, które nie zostało jeszcze dokładnie przebadane. W poprzed-nim artykule zawarte zostały podstawowe informacje na temat badanej stali, materiałów dodatkowych do spawania oraz metodologii badań. Przedstawione porównania czasów wykonania złączy wskazują na dużą przewagę spawania w osłonach gazów aktywnych nad spawaniem metodami tradycyjnymi (TIG i MMA). Pozytywne wyniki badań nienisz-czących pozwoliły na przeprowadzenie badań niszczących w celu oceny właściwości wytrzymałościowych połączeń oraz weryfikacji wyników pod względem spełnienia kryte-riów narzuconych przez normy PN-EN 15614-1 oraz PN-EN 12952-6.

Pomiar czasu spawaniaPodczas wykonywania wszystkich połączeń mierzono

czas spawania w celu ich porównania. Pomiary wykonano tak, aby określić całkowity czas potrzebny do wykonania złącza spawanego. Na wynik końcowy składają się zatem czasy: spawania, czyszczenia międzyściegowego spoin, wymiany elektrod, czyszczenia odprysków oraz usuwania żużla (rys. 5).

Rys. 4. Sposób wycinania próbek do badań mechanicznych ze złą-czy doczołowych rur Fig. 4. The manner of cutting out of specimens from butt welded joints of tubes

Rys. 5. Czasy wykonania złączy Fig. 5. Total time measured for butt welding of P92 pipe

Próba statycznego rozciągania złącza

Badania przeprowadzono zgodnie z normą PN-EN 895 w celu określenia wytrzymałości złącza spawanego na roz-ciąganie (Rm) oraz weryfikacji uzyskanych wyników ze wzglę-du na wymaganą minimalną wartość Rm dla materiału rodzi-mego (MR), która wynosi 620 MPa wg normy PN-EN 10216-2. Wartość tę zaznaczono na wykresach linią pogrubioną (rys. 6). Badania wykazały, że wszystkie złącza spawane uległy zerwaniu poza spoiną, a zatem spełniły wymagania wytrzymałościowe i jakościowe.

Rys. 6. Wytrzymałość na rozciąganie złącza Fig. 6. Results of tensile test of butt welded joints

Wyniki próby udarności spoiny i SWC

Rys. 7. Praca łamania spoiny, SWC i materiału rodzimego Fig. 7. Impact strength of weld metal in butt welded joints

Cza

s [m

in]

Rm

[MP

a]P

raca

łam

ania

[J]


Badania wykonano w celu określenia wartości pracy ła-mania spoiny i strefy wpływu ciepła (SWC). Kryterium okre-ślone przez normę PN-EN 12952-6 określa minimalną war-tość pracy łamania w SWC na poziomie 24 J, a spoiny na 27 J w temperaturze otoczenia. Wartości te zaznaczono na wykresach linią pogrubioną (rys. 7).

Uzyskane wyniki pracy łamania w spoinie i SWC są wyż-sze niż wartości wymagane przez przywołaną powyżej nor-mę oraz minimalne wartości deklarowane przez producenta.

Pomiary twardości złączy spawanych

Pomiary twardości przeprowadzono zgodnie z normami PN-EN 15614-1 i PN-EN 12952-6. Maksymalna twardość w wymienionych normach dla złączy obrobionych cieplnie wynosi 350 HV10. Na rysunku 8 przedstawiono rozmiesz-czenie punktów pomiarów twardości, natomiast na rysun-

Rys. 12. Wykres twardości dla metody spawania 141/135Fig. 12. Hardness chart for 141/135 welding method

Rys. 8. Rozmieszczenie punktów pomiaru twardości w złączach spawanychFig. 8. Hardness measurement points in butt welded joints

kach 9÷12 zamieszczono wyniki tych pomiarów. Wszystkie wyniki są znacznie niższe od wartości dopuszczalnych, co świadczy o poprawnie przyjętym i przeprowadzonym proce-sie spawania i obróbki cieplnej.

Wyniki badań metalograficznychBadania przeprowadzono zgodnie z normą PN-EN 1321.

Jako kryterium oceny przyjęto poziom jakości B wg normy PN-EN ISO 5817. Poziom ten został spełniony dla analizo-wanych połączeń. Na rysunku 13 przedstawiono wyniki ba-dań makroskopowych złącza spawanego metodą 141/111 (a) oraz 141/135 (b).

Rys. 9. Porównanie wyników pomiaru twardości dla linii pomiarowej A Fig. 9. Comparison of hardness results in measurement line A

Rys. 10. Porównanie wyników pomiaru twardości dla linii pomiarowej BFig. 10. Comparison of hardness results in measurement line B

Rys. 11. Wykres twardości dla metody spawania 141/111Fig. 11. Hardness chart for 141/111 welding method

Rys. 13. Wyniki badań makroskopowych przeprowadzonych meto-dą: a – 141/111, b – 141/135Fig. 13. Macrostructure of butt welded joint;b – methods: 141/111, b – 141/135

Badania mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z nor-mą PN-EN 1321. Wyniki badań nie wykazały żadnych mi-kropęknięć i potwierdziły prawidłową mikrostrukturę we wszystkich strefach połączeń ze stali martenzytycznej

a) b)

Twar

dość

HV

10Tw

ardo

ść H

V10

Twar

dość

HV

10Tw

ardo

ść H

V10


gatunku P92. Na rysunku 14 zaznaczono obszary badań mikroskopowych, a w tablicy VI wyniki badań mikroskopo-wych w postaci zdjęć i opisów struktur występujących w cha-rakterystycznych strefach złącza spawanego.

Rys. 14. Oznaczenie obszarów badań mikroskopowychFig. 14. Places of microscopic examination in butt welded joint

Tablica VI. Wyniki badań mikroskopowych złącza doczołowego Table VI. Examples of result of microscopic examination of butt welded joint

Materiał rodzimy, obszar 1, pow. 500x

141/111 141/135

martenzyt odpuszczony martenzyt odpuszczony

Strefa wpływu ciepła, obszar 4,

pow. 500x,


Spoina, obszar 5, pow. 500x,


Wyniki badań fraktograficznych

Badania fraktograficzne przeprowadzono na przełomach po próbie udarności. Do badań wykorzystano próbki spawa-ne metodą 135 (seria próbek 1) oraz złącza spawane meto-dą 111 (seria próbek 2). Topografię przełomów spoin spawa-nych metodą 135 po próbie udarności pokazano na rys. 15, natomiast na rysunku 16 pokazano przełomy strefy wpływu ciepła. Rysunki 17 i 18 przedstawiają odpowiednio przełomy spoiny i SWC wykonanej metodą 111.

We wszystkich przypadkach stwierdzono przełom mie-szany plastyczno-kruchy z nielicznymi pęknięciami odzło-mowymi. Tego typu morfologia przełomu jest charaktery-styczna dla struktur martenzytu odpuszczonego.

Rys. 15. Topografia spoiny dla metody 135Fig. 15. Weld topography for 135 welding method

Rys. 17. Topografia spoiny dla metody 111Fig. 17. Weld topography for 111 welding method

Rys. 16. Topografia SWC dla metody 135Fig. 16. HAZ topography for 135 welding method

Rys. 18. Topografia SWC dla metody 111Fig. 18. HAZ topography for 111 welding method


Wnioski 1. Złącza doczołowe wykonane ze stali P92 w warun-

kach warsztatowych metodą MAG charakteryzują się wysoką jakością, co potwierdziły wyniki badań nie-niszczących i niszczących.

2. Koszt wykonania złączy spawanych metodą MAG jest ponad dwukrotnie niższy niż koszt wykonania tych sa-mych połączeń metodą „tradycyjną”, czyli TIG + MMA (141+111).

Literatura[1] Hernas A.: Żarowytrzymałość stali i stopów. Wyd. Poli-

techniki Śl., Gliwice, 1999.[2] Praca zbiorowa pod redakcją prof. dr. hab. inż. Jana Pilar-

czyka: Poradnik inżyniera – spawalnictwo. Tom 1. WNT, Warszawa, 2003.

[3] Brózda J.: Wytyczne spawania i obróbki cieplnej stali do pracy w podwyższonych temperaturach. Wyd. Instytutu Spawalnictwa, Gliwice, 1990.

[4] Adamczyk J., Szkaradek K.: Materiały metalowe dla ener-getyki jądrowej. Wyd. Politechniki Śl., Gliwice, 1992.

[5] Pasierb R.: Spawanie żarowytrzymałych stali chromowo-molibdenowo-wanadowych. WNT, Warszawa, 1982.

[6] Klimpel A.: Technologia spawania i cięcia metali. Wyd. Politechniki Śl., Gliwice, 1997.

[7] Pilarczyk J.: Spawanie i napawanie elektryczne metali. Wyd. Śląsk, Katowice, 1996.

[8] Shankar V., Bhaduri A., Raj B.: Welding Technology for Engineers. Alpha Science International, 2006.

[9] M. Urzynicok, K. Kwieciński, J. Słania: Doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali 7Cr-MoVTiB10-10, Materiały i technologie do budowy kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, Katowice 2009

[10] Dobrzański L. A.: Metalowe materiały inżynierskie. WNT, Gliwice-Warszawa, 2004.

[11] Strang A. i inni: Parsons 2000 Advanced materials for 21st century turbines and power plants. IOM Communications. London, 2000.

[12] Schubert F.: Deformation mechanism in Ni-base alloys. Seminarium zorganizowane przez Rafako S.A. i PTS, Rudy 16.04.2008.

[13] Urzynicok M., Szubryt M.: Optymalizacja czasu wykona-nia połączeń doczołowych rur kolektorowych dla przemy-słu energetycznego ze stali 16Mo3. xVI Międzynarodo-wa Konferencja „Spawanie w energetyce”, Jarnołtówek 23-25.04.2008.

[14] Pasternak J., Fudali S.: Własności oraz doświadczenia w spawaniu stali przeznaczonych na elementy ciśnieniowe

3. Zastosowanie metody MAG powoduje również obni-żenie poziomu zanieczyszczeń i podwyższenie kom-fortu pracy spawaczy.

4. Mechanizacja metody 135 może spowodować dalszy wzrost efektywności wykonywania złączy doczoło-wych i obniżenie kosztów wytwarzania.

kotłów o parametrach nadkrytycznych. xVI Międzynaro-dowa Konferencja Spawanie w Energetyce, Opole-Jarnoł-tówek 2008.

[15] Urzynicok M., Kwieciński K., Szubryt M.: Doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych z najnowszej generacji stali martenzytycznej VM12-SHC, xVI Semina-rium naukowo-techniczne - Badania materiałowe na po-trzeby elektrowni i przemysłu energetycznego. Zakopane, 22-24 czerwca 2009.

[16] Heuser H., Jochum C.: Alloy design for similar and dissi-milar welding and their behaviors. 1st International Confe-rence Super-High Strength Steels. Rome, 2-4.11.2005.

[17] Urzynicok M., Szubryt M.: Zastosowanie nowoczesnych odmian metody mag do spawania rur kolektorowych w energetyce zawodowej, xV Seminarium Naukowo-Tech-niczne – Badania materiałowe na potrzeby elektrowni i przemysłu energetycznego, Zakopane 18-20.06.2008.

[18] Urzynicok M., Kwieciński K., Szubryt M.: Doświadcze-nia przy spawaniu nowej generacji stali martenzytycznej VM12-SHC, Materiały i technologie do budowy kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, Katowice 2009.

[19] PN-EN 895:1997. Badania niszczące spawanych złączy metali. Próba rozciągania próbek poprzecznych.

[20] PN-EN 12952-6:2004. Kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. Część 6: Badania podczas wytwarzania. Sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnie-niowych kotłów.

[21] PN-EN ISO 15614-1:2008. Specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. Badanie technologii spawa-nia. Część 1: Spawanie łukowe i gazowe stali oraz spa-wanie łukowe niklu i stopów niklu.

[22] PN-EN 910:1999. Spawalnictwo. Badania niszczące spa-wanych złączy metali. Próby zginania.

[23] PN-EN 1321:2000. Spawalnictwo. Badania niszczące metalowych złączy spawanych. Badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych.

www.pspaw.ps.pl


Joanna RadziejewskaWojciech Kalita

Badania wpływu parametrów obróbki hybrydowej na mikrostrukturę warstwy wierzchniej

investigations of influenceof hybrid machining parameterson microstructure of the surface layer

StreszczeniePrzedstawiono wyniki badań nad nową hybrydową

obróbką łączącą proces stopowania laserowego i nagnia-tania powierzchniowego. Oba procesy były realizowane jednocześnie na stanowisku laserowym wyposażonym w laser CO2 o mocy 2,5 kW i głowicę do nagniatania dy-namicznego. Badania przeprowadzono dla przypadku stopowania stali nierdzewnej stellitem 6. Analizowano wpływ najważniejszych parametrów obróbki laserowo-mechanicznej na mikrostrukturę i mikrotwardość warstwy wierzchniej. Uzyskano związki funkcyjne pomiędzy para-metrami obróbki a grubością strefy zgniotu i przyrostem mikrotwardości warstwy wierzchniej.

AbstractIn this article results of investigations concerning the

new hybrid machining which combines a process of la-ser alloying and surface burnishing was presented. Both processes were at the same time realized on a laser stand equipped with a laser CO2 of power of 2.5 kW and a head for dynamic burnishing. Investigations were made for a case of alloying the stainless steel with stellite 6. Influence of the most important parameters of laser-me-chanical working to microstructure and microhardness of the surface layer was analysed. Function dependencies between parameters of working and the thickness of the work-hardening zone and an increment of the surface lay-er microhardness were obtained.

Dr inż. Joanna Radziejewska, dr inż. Wojciech Kalita – Instytut Podstawowych Problemów Techniki PAN Warszawa.

WstępNajczęściej stosowanymi sposobami modyfikacji war-

stwy wierzchniej metali wiązką laserową jest hartowanie i stopowanie. Zalety tych procesów są następujące: możli-wość lokalnej obróbki, wysoka wydajność procesów, szero-kie możliwości sterowania składem chemicznym, strukturą warstwy wierzchniej i właściwościami użytkowymi elemen-tów maszyn [1, 2]. Po przetopieniu laserowym na ogół wystę-pują w warstwie wierzchniej duże naprężenia rozciągające, prowadzące w skrajnych przypadkach do powstawania mi-kropęknięć [3, 4]. Podczas tych obróbek występują również niekorzystne zmiany struktury geometrycznej powierzchni, tworzenie falistości i chropowatości powierzchni o stosun-kowo dużych wysokościach nierówności [5, 6], co wiąże się z koniecznością stosowania dodatkowej obróbki mechanicz-nej w celu poprawy gładkości powierzchni. Najczęściej sto-sowanym zabiegiem po obróbce laserowej, zapewniającym wymaganą, niską chropowatość powierzchni i dokładność wymiarową jest szlifowanie, które w wielu przypadkach może dodatkowo oddziaływać niekorzystnie na stan war-stwy wierzchniej. Operacja ta powoduje zmianę własności

mechanicznych warstwy wierzchniej (WW), a także usunię-cie części zmodyfikowanej laserowo warstwy.

Analiza możliwości modyfikacji stanu WW po stopowa-niu laserowym (SL) wykazała, że jedną z najbardziej efek-tywnych metod modyfikacji stanu WW po SL powinna być obróbka powierzchniowa zgniotem.

Proces mechanicznego kształtowania struktury geome-tycznej powierzchni (SGP) obróbką powierzchniową zgnio-tem jest bardziej efektywny w wysokich temperaturach, gdy materiał jest plastyczny. Do tej pory brak jest publikacji o kształtowaniu struktury geometrycznej powierzchni hybry-dową obróbką laserowo-mechaniczną (LM) (za pomocą odkształceń plastycznych na gorąco), jakkolwiek proces nagrzewania laserowego z powodzeniem stosowany jest do wspomagania obróbki skrawaniem materiałów trudno obra-bialnych [7].

Z tego względu w IPPT PAN podjęto badania nad zasto-sowaniem hybrydowej metody łączącej proces przetapiania laserowego z procesem dynamicznego nagniatania po-wierzchniowego. Proces wygładzania powierzchni prowa-dzono przez plastyczne odkształcenia warstwy wierzchniej w wysokiej temperaturze, a proces transformacji naprężeń WW z rozciągających w ściskające również za pomocą ob-róbki plastycznej w zakresie niskich temperatur.

W pracy przedstawiono wyniki badań dotyczących nowej hybrydowej metody laserowego stopowania powierzchni w połączeniu z dynamiczną obróbką powierzchniową zgnio-tem – mikromłoteczkowaniem.

��Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Opis eksperymentuCelem badań było znalezienie optymalnych parametrów

obróbki laserowo-mechanicznej pozwalających na uzyska-nie korzystnej mikrostruktury materiału warstwy wierzchniej oraz wprowadzenie umocnienia i naprężeń ściskających przy równoczesnym zmniejszeniu wysokości chropowatości powierzchni.

W pierwszym etapie badań określono optymalne zakre-sy parametrów procesu obróbki laserowej, wykorzystując wcześniejsze doświadczenia [2, 3]. Kryteriami optymaliza-cji były: głębokość przetopienia, chropowatość powierzchni i wynikowa twardość warstwy wierzchniej. Badania wyko-nano, wykorzystując laser CO2 o mocy maksymalnej 2,5 kW generujący wiązkę osiowosymetryczną o modzie bliskim TEM10, która była ogniskowana soczewką ZnSe o ogni-skowej 5”. Dobierano układ parametrów obróbki: moc lase-ra, prędkość skanowania, średnicę zogniskowanej wiązki na powierzchni metalu, rodzaj gazu osłonowego i prędkość jego nadmuchu, zapewniające dostateczną gęstość mocy do realizacji przetopienia i uzyskania optymalnych efektów. Po-wierzchnię metalu pokrywano cienką warstwą absorbera.

Proces stopowania realizowano dla stali 0H18N9 na po-wierzchnię, której przed obróbką została nałożona warstwa stellitu kobaltowego o grubości ok. 200 µm metodą natry-skiwania plazmowego. Badania wstępne wykazały, że pro-ces stopowania w tym przypadku przebiega najkorzystniej przy następujących parametrach: moc lasera 2 kW, średnica wiązki laserowej 3 mm, prędkość posuwu próbki względem wiązki laserowej w zakresie 150÷900 mm/min. Proces na-gniatania był realizowany na stanowisku laserowym jedno-cześnie z procesem stopowania. Zastosowano proces na-gniatania dynamicznego mikromłoteczkami. Technologia mi-kromłoteczkowania została oparta na dynamicznym nagnia-taniu odśrodkowym. Opracowano wysokoobrotową głowicę do mikromłoteczkowania, zapewniającą możliwość obróbki bezpośrednio na stanowisku do obróbki laserowej. Obrób-ka tą głowicą polega na cyklicznym uderzaniu w obrabianą powierzchnię przez elementy nagniatające. Podstawowymi elementami głowicy są:– korpus w postaci podwójnej tarczy z trzpieniem mocują-

cym głowicę w uchwycie szlifierki,– mikromłoteczki zamocowane obrotowo na osiach usytu-

owanych w odległości r od osi obrotu głowicy,– osie mikromłoteczków wykonane z igieł łożyskowych,

mocowane w elastycznych wkładkach,– tarcze chroniące głowicę przed oddziaływaniem termicz-

nym, – elementy zderzakowe wykonane z elastycznego mate-

riału.Mikromłoteczki wykonane są ze stali ŁH15, a ich część

robocza w zależności od wariantu ma promień zaokrągle-nia r = 1,0÷1,5 mm. Rozłożone są one równomiernie pomię-dzy tarczami korpusu głowicy i zamocowane obrotowo na osiach, co umożliwia ich ruch wahadłowy względem gło-wicy oraz obrotowy wraz z głowicą. Dzięki niewielkim roz-miarom głowicy (o średnicy 30 mm) umożliwia ona obróbkę powierzchni płaskich oraz krzywoliniowych o niewielkich rozmiarach. Głowica została zaprojektowana z przezna-czeniem do obróbki gładkościowej i umacniającej części przetapianych laserowo. Szczegółowy opis głowicy oraz opis wyników badań dla hartowania przetopieniowego stali przedstawiono w pracy [8].

W celu uzyskania bardziej równomiernego zgniotu po-wierzchniowego zastosowano ruch oscylacyjny próbki w kie-

runku prostopadłym do kierunku posuwu, który realizowano za pomocą stolika oscylacyjnego. Pozwoliło to również na uniknięcie powstawania niekorzystnej struktury geometrycz-nej powierzchni, w postaci rowków, która występowała pod-czas obróbki bez ruchu oscylacyjnego w wyniku wielokrot-nego oddziaływania najdłuższych mikomłoteczków z tym samym fragmentem obrabianej powierzchni [8].

Głowica do mikromłoteczkowania została zamontowana w uchwycie szlifierki, która wraz zespołem do regulacji po-łożenia głowicy połączona jest ze stanowiskiem do obróbki laserowej (rys. 1).

Stanowisko umożliwia sterowanie w szerokim zakresie następujących parametrów obróbki mechanicznej:– siły oddziaływania narzędzia na powierzchnię przez re-

gulację prędkości obrotowej głowicy i jej odległości od obrabianej powierzchni,

– temperatury strefy obróbki mechanicznej przez zmianę odległości miejsca oddziaływania mikromłoteczków od osi wiązki laserowej,

– intensywności obróbki powierzchniowej zgniotem przez regulację prędkości posuwu próbki – vf oraz prędkości obrotowej mikromłoteczków – vobr.Przed badaniami zasadniczymi przeprowadzono próby

wyznaczenia optymalnych ustawień narzędzia w stosunku do powierzchni obrabianej.

Metodyka badań Badania stanu WW są bardzo pracochłonne i z tego

względu określenie wpływu warunków obróbki na stan WW przeprowadzono w oparciu o teorię eksperymentu plano-wanego, która umożliwia minimalizację liczby doświadczeń [9]. W badaniach przeprowadzono eksperyment planowany w oparciu o program statyczny, zdeterminowany, wieloczyn-nikowy, rotatabilny z powtórzeniami PS/DS-λ.

Wyboru wielkości wykonywano oraz przedziałów ich zmienności dokonano na podstawie wyników badań wstęp-nych procesu obróbki laserowo-mechanicznej, przyjmując za dodatkowe kryterium ich przydatność do sterowania LM obróbką hybrydową.

Jako zmienne wejściowe, mierzalne i sterowalne, cha-rakteryzujące model matematyczny obiektu badań, przyjęto następujące wielkości:– prędkość obrotową głowicy nagniatającej – vobr,– prędkość posuwu próbki – vf,– odległość głowicy nagniatającej od osi wiązki laserowej – x.

Rys. 1. Stanowisko do laserowo-mechanicznej obróbki hybrydowejFig. 1. Stand for laser-mechanical hybrid machining

�� Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Jako czynniki wyjściowe charakteryzujące stan warstwy wierzchniej oraz efekty obróbki hybrydowej przyjęto:– zmianę mikrotwardości WW w stosunku do mikrotwardo-

ści WW po stopowaniu laserowym,– grubość strefy zgniotu,– stosunek grubości strefy zgniotu do grubości strefy prze-

topienia.Na podstawie badań wstępnych wyznaczono obsza-

ry zmienności parametrów obróbki i określono przedziały zmienności wielkości wejściowych, dla których przyjęto oznaczenia:

xk; k = 1, 2, ..., i; xk ε [x kmin , x kmax ]

gdzie: xk – wielkość wejściowa, i – liczba wielkości wejściowych, i = 3.

Oznaczenia i wartości przedziałów zmienności wartości wejściowych dla eksperymentu przy hybrydowej obróbce stopowaniem stali stellitem 6 zawiera tablica I.

Tablica I. Zakres zmienności parametrów obróbki laserowo-mechanicznej przy stopowaniu stali 0H18N9 stellitem 6Table I. Range of parameters variation of laser-mechanical working when alloying the 0H18N9 steel with stellite 6

i Wielkość wejściowa

Oznaczenie zmiennej

Przedział zmiennościJednostki

Xk min Xk max

1 Vobr X1 3500 7100 obr /min

2 V f x2 150 900 mm/min

3 X X3 5 10 mm

Przyjęto pięciopoziomowy program badań i przedział normowania [-α, α]; α = 2, odpowiadający ramionom gwiezd-nym planu PS/DS-λ oraz następujące oznaczenia wielkości kodowych zmiennych niezależnych:

xk ≡ xk ≡ xk; xk ≡ xk ε [-α, α]Obliczono odpowiadające im wartości parametrów wej-

ściowych dla poszczególnych układów czynników według następujących zależności:

gdzie: αk = {-2, -1, 0, 1, 2} oznacza promień aktualnego ramienia przestrzeni badanej – wartość kodu, α – promień ramienia gwiezd-nego dla eksperymentu 3-czynnikowego α = 2.

Tablica II. Wartości zmiennych wejściowych eksperymentu obróbki hybrydowej stali stopowanej stellitem 6Table II. Values of input variables of the experiment of hybrid machining of steel alloyed with stellite 6

-2 -1 0 1 2

X1 3500 4200 5000 5950 7100

x2 150 235 367 574 900

X3 5 6 7 8,5 10

Wyniki badańMikrostruktura i wielkość strefy stopowej

Analizę mikrostruktury oraz pomiary wielkości strefy przetopionej wykonano na mikroskopie optycznym przy po-

większeniach od 50 do 1000x. W tym celu wszystkie próbki po obróbce laserowej oraz laserowo-mechanicznej zostały przecięte prostopadle do powierzchni obrabianej i wykona-no zgłady metalograficzne w kierunku prostopadłym do kie-runku posuwu, a dla wybranych próbek również w kierunku równoległym do posuwu próbki.

Badania mikrostruktury wykazały, że zarówno po stopo-waniu, jak i obróbce hybrydowej warstwa wierzchnia jest jed-norodna, wolna od porów i mikropęknięć. Występuje bardzo drobna struktura dendrytyczna, ukierunkowana zgodnie z kierunkiem odprowadzenia ciepła. Wprowadzenie oscylacji spowodowało wzrost szerokości strefy przetopionej w sto-sunku do próbek stopowanych bez oscylacji o wartość am-plitudy oscylacji. Na rysunku 2a widoczna jest WW po sto-powaniu z prędkością 900 mm/s, a na rysunku 2b przy tych

Rys. 2. a – warstwa wierzchnia po stopowaniu laserowym stali 0H18N9 stellitem 6 przy parametrach obróbki: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 900 mm/min. Powiększenie 50x; b – warstwa wierzchnia po sto-powaniu laserowym stali 0H18 N9 stellitem 6 przy parametrach ob-róbki: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 900 mm/min z zastosowaniem oscyla-cji w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu. Powiększenie 50xFig. 2. a – surface layer after the laser alloying of the steel 0H18N9 with stellite 6 at the following working parameters: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 900 mm/min. Magnification amounts to 50x; b – surface layer after the laser alloying of the steel 0H18N9 with stellite 6 at the follo-wing working parameters: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 900 mm/min with use of oscillations perpendicular to the movement direction. Magnifi-cation amounts to 50x

a)

b)

Rys. 3. Warstwa wierzchnia po stopowaniu laserowym stali 0H18 N9 stellitem 6 przy parametrach obróbki: P = 2 kW, d = 3 mm, v=150 mm/min z zastosowaniem oscylacji. Przekrój równoległy do kierunku ruchu próbki: a – owiększenie 50x; b – powiększenie 200x.Fig. 3. Surface layer after the laser alloying of the steel 0H18N9 with stellite 6 at the following working parameters: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 150 mm/min with use of oscillation. Section is parallel to direc-tion of travelling of a sample: a – magnification amounts to 50x; b – magnification amounts to 200x

a) b)


samych parametrach obróbki z oscylacjami. Zastosowanie oscylacji spowodowało również, że WW ma bardziej jedno-rodną grubość. Analiza zgładów metalograficznych wykona-nych równolegle do kierunku posuwu wykazała, że grubość strefy przetopienia jest stała i tylko w przypadku obróbki przy najniższych prędkościach – 150 mm/min można zaobserwo-wać niewielkie zmiany grubości przetopu związane z zafalo-waniami dna strefy przetopienia (rys. 3).

Proces mikromłoteczkowania spowodował pojawienie się przy powierzchni strefy steksturowanej, a przy powierzchni widoczne są zgniecione ziarna materiału (rys. 4). Stopień zgniotu jest największy przy powierzchni i wraz ze wzrostem odległości maleje. W zależności od parametrów procesu na-

gniatania, tj. prędkości obrotowej głowicy oraz temperatury obróbki stwierdzono zróżnicowaną grubość strefy zgniotu.

Dla wszystkich próbek po obróbce hybrydowej zmierzo-no grubość strefy przetopionej i jej szerokość na zgładach prostopadłych do powierzchni. Grubość strefy przetopionej mierzona była w środku strefy przetopienia, natomiast jej szerokość na powierzchni materiału. W tablicy III podano rzeczywiste wartości parametrów obróbki hybrydowej oraz wymiary utworzonej warstwy wierzchniej.

Pomiary wielkości strefy stopowej wykazały, że grubość strefy przetopionej wynosi 0,43÷0,87 mm, a jej szerokość 3,68÷4,6 mm. Wielkość strefy stopowej zależy od parame-trów obróbki laserowej, tj. gęstości mocy promieniowania, która była jednakowa dla wszystkich próbek oraz prędkości posuwu próbki względem padającej wiązki. Największą wiel-kość strefy przetopionej stwierdzono dla najniższej prędko-ści posuwu 150 mm/min – im większa prędkość, tym gru-bość i szerokość strefy przetopienia mniejsza.

Obróbka mechaniczna – mikromłoteczkowanie nie spo-wodowało istotnych zmian wielkości strefy przetopionej w stosunku do stopowania laserowego z oscylacjami.

Ruch oscylacyjny spowodował zwiększenie szerokości strefy przetopionej o wartość amplitudy oscylacji, tj. 1 mm w stosunku do stopowania laserowego bez oscylacji oraz zmiany kształtu strefy przetopienia.

Wyniki pomiarów mikrotwardości i wielkości strefy zgniotu

Pomiary mikrotwardości przeprowadzono w środko-wej strefie przetopienia zarówno dla próbek po obróbce laserowo-mechanicznej z oscylacjami, jak i po stopowaniu z oscylacjami. Podawany wynik pomiarów mikrotwardości jest wartością średnią z 5 pomiarów. Pomiary wykonano na przystawce Hannemana przy obciążeniu 20 g. W tablicy IV podano wartości mikrotwardości dla 5 odległości: 0,02; 0,2; 0,3; 0,4 i 0,6 mm od powierzchni.

Pomiary mikrotwardości warstwy wierzchniej wykazały, że mikrotwardość materiału po stopowaniu laserowym wy-nosi 300÷420 μHV. W większości przypadków stopowania można stwierdzić wyższą mikrotwardość przy powierzchni materiału niż przy dnie przetopu. Związane jest to z wystę-powaniem drobniejszego ziarna w strefie przypowierzchnio-wej. Stosunkowo duże różnice mikrotwardości WW obser-wowane dla tej samej grubości strefy przetopienia wiążą się z różną grubością i porowatością warstwy stellitu naniesio-nego przed procesem obróbki laserowo-mechanicznej, która determinuje skład chemiczny i fazowy warstwy stopowanej. W celu wyeliminowania tych zakłóceń wszystkie obliczenia związane z oceną zgniotu powierzchniowego oraz grubością strefy umocnienia zostały przeprowadzone na jednej „ścież-ce” laserowej, w której występowała strefa tylko stopowana laserowo oraz stopowana i mikromłoteczkowana.

Mikrotwardość warstwy po stopowaniu laserowym połą-czonym z mikromłoteczkowaniem wynosi 530÷670 µHV0,02 przy powierzchni materiału i ok. 400 µHV przy dnie przetopu. Wyniki pomiarów zamieszczono w tablicy IV. Dla wszystkich badanych próbek można zaobserwować wzrost mikrotwardo-ści przy powierzchni materiału związany z procesem nagnia-tania. Grubość strefy umocnienia jest różna w zależności od parametrów obróbki laserowo-mechanicznej i we wszystkich przypadkach jest większa niż obserwowana na zgładach me-talograficznych strefa zdeformowanych ziaren.

Rys. 4. Warstwa wierzchnia po obróbce hybrydowej stali 0H18 N9 stellitem 6 przy parametrach obróbki: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 230 mm/min z zastosowaniem oscylacji i nagniatanej dynamicznie. Prze-krój prostopadły do kierunku posuwu próbki. Powiększenie 400xFig. 4. Surface layer after the laser alloying of the steel 0H18N9 with stellite 6 at the following working parameters: P = 2 kW, d = 3 mm, v = 230 mm/min with use of oscillation and dynamically burnished. Section is perpendicular to direction of travelling of a sample. Magni-fication amounts to 400x

Tablica III. Parametry obróbki laserowo-mechanicznej oraz wymiary warstwy wierzchniejTable III. Parameters of laser-mechanical working and dimensions of the surface layer

NrParametry obróbki Wymiary warstwy

stopowejGru-bość strefy

zgniotuvobr

obr/minvf

mm/minX

mmgrubość

mmszerokość

mm

1 4200 230 6 0,73 4,51 0,58

2 5950 230 6 0,74 4,56 0,85

3 4200 570 6 0,46 4,05 0,55

4 5950 570 6 0,45 3,87 0,7

5 4200 230 8,5 0,65 4,34 0,36

6 5950 230 8,5 0,65 4,28 0,5

7 4200 570 8,5 0,53 4,1 0,36

8 5950 570 8,5 0,5 4,02 0,7

9 3500 360 7 0,53 4,27 0,4

10 7100 360 7 0,55 4,17 0,74

11 5000 150 7 0,87 4,6 0,8

12 5000 900 7 0,43 3,68 0,38

13 5000 360 5 0,65 4,17 0,65

14 5000 360 10 0,58 4,25 0,25

15 5000 360 7 0,57 4,32 0,4

16 5000 360 7 0,6 4,22 0,38

17 5000 360 7 0,69 4,33 0,43

18 5000 360 7 0,61 4,23 0,37

19 5000 360 7 0,59 4,32 0,41

20 5000 360 7 0,68 4,31 0,43


Na rysunku 5 przedstawiono przykładowe rozkłady mi-krotwardości materiału po stopowaniu oraz stopowaniu z mikromłoteczkowaniem dla próbek 1 i 2, w których proces obróbki realizowany był przy tej samej prędkości posuwu vf = 230 mm/s. Widoczny jest wyraźny wzrost mikrotwardo-ści materiału po obróbce hybrydowej w stosunku do materia-łu tylko stopowanego. Umocnienie materiału jest większe dla

Rys. 5. Mikrotwardość WW po stopowaniu laserowym (1, 2 – stopo-wanie) i stopowaniu z mikromłoteczkowaniem (1, 2 – o. hybrydowa)Fig. 5. Microhardness WW after laser alloying (1, 2 – alloying) and alloying with microhammered (1, 2 – hybrid machining)

Tablica V. Procentowe wartości zmian mikrotwardości ma-teriału dla różnych odległości od powierzchni próbek ze stali 0H18 N9 stopowanych stellitem 6 przy zastosowaniu oscy-lacji w stosunku do próbek mikronagniatanych oraz grubość strefy zgniotuyTable V. Percentage values of changes of material micro-hardness at different distances from surfaces of samples of the 0H18N9 steel alloyed with stellite 6 using oscillations in relation to samples microburnished and the thickness of the work-hardening zone

Nr

Parametry obróbki

Przyrost mikrotwardości %

ymm

Gz/Gpvobr

obr/min

vf mm/min

Xmm

HV 0,02

HV 0,2

HV 0,3

HV 0,4

HV 0,6

1 4200 230 6 31 32 27 22 8 0,58 0,79

2 5950 230 6 41 38 30 30 22 0,85 1,15

3 4200 570 6 36 24 22 17 8 0,55 1,20

4 5950 570 6 43 27 26 26 17 0,7 1,56

5 4200 230 8,5 45 21 13 11 0 0,36 0,55

6 5950 230 8,5 47 27 24 15 0 0,5 0,77

7 4200 570 8,5 24 29 25 8 0 0,36 0,68

8 5950 570 8,5 33 31 27 24 16 0,7 1,40

9 3500 360 7 36 31 30 11 0 0,4 0,75

10 7100 360 7 41 39 35 25 13 0,74 1,35

11 5000 150 7 47 35 34 26 23 0,8 0,92

12 5000 900 7 40 28 20 11 8 0,38 0,88

13 5000 360 5 35 31 27 22 18 0,65 1.00

14 5000 360 10 24 16 4 0 0 0,25 0,43

15 5000 360 7 44 29 19 24 0 0,4 0,70

16 5000 360 7 47 25 21 8 0 0,38 0,63

17 5000 360 7 41 22 25 15 0 0,43 0,62

18 5000 360 7 44 24 20 13 6 0,41 0,61

19 5000 360 7 41 23 21 18 0 0,42 0,69

20 5000 360 7 46 24 21 14 0 0,4 0,63

Tablica IV. Wartości mikrotwardości w funkcji odległości od powierzchni próbek ze stali 0H18N9 stopowanych stellitem 6 i mikromłoteczkowanych przy zmiennych parametrach ob-róbki hybrydowejTable IV. Values of microhardness versus a distance from the surface of samples of the 0H18N9 steel alloyed with stel-lite 6 and hammered at variable parameters of hybrid ma-chining

NrParametry obróbki Mikrotwardość po obróbce

laserowo-mechanicznej

vobr obr/min

vf mm/min

Xmm

HV 0,02

HV 0,2

HV 0,3

HV 0,4

HV 0,6

1 4200 230 6 527 480 430 410 350

2 5950 230 6 530 520 460 430 400

3 4200 570 6 540 430 380 360 290

4 5950 570 6 610 550 480 450 370

5 4200 230 8,5 640 520 440 420 290

6 5950 230 8,5 700 570 490 440 360

7 4200 570 8,5 580 550 510 440 350

8 5950 570 8,5 630 600 540 440 400

9 3500 360 7 630 500 560 520 410

10 7100 360 7 680 570 460 410 310

11 5000 150 7 660 480 450 410 400

12 5000 900 7 570 430 410 370 270

13 5000 360 5 540 460 420 380 290

14 5000 360 10 500 450 420 410 280

15 5000 360 7 610 480 430 410 280

16 5000 360 7 670 570 380 410 280

17 5000 360 7 630 490 490 420 380

18 5000 360 7 640 480 430 410 290

19 5000 360 7 620 530 450 400 350

20 5000 360 7 610 510 440 420 290

próbki 2 mikromłoteczkowanej przy większej prędkości ob-rotowej głowicy nagniatającej. Jednocześnie wykres przed-stawia różnice mikrotwardości warstw tylko po stopowaniu przy tych samych warunkach obróbki.

Na podstawie wyników pomiarów mikrotwardości wy-znaczono względny procentowy przyrost mikrotwardości wywołany zgniotem powierzchniowym dla każdej z próbek oraz oszacowano grubości warstw zgniecionych. Przyjęto, że jest to warstwa, w której wystąpił przyrost mikrotwardości o minimum 10%.

Mikromłoteczkowanie spowodowało względny wzrost mikrotwardości WW o 24÷47% (przy powierzchni) w stosun-ku do mikrotwardości WW po stopowaniu laserowym. Efekt ten wywołany jest zgniotem powierzchniowym. Najmniejszy przyrost mikrotwardości – 24% przy powierzchni materiału stwierdzono dla próbki nagniatanej w najniższej temperatu-rze; odległość młoteczków od osi wiązki wynosiła 10 mm. W tym przypadku stwierdzono również najmniejszą głębokość strefy umocnionej. Przyrost mikrotwardości powyżej 40% stwierdzono dla próbek: 2, 4, 5, 6, 10, 11, 15÷20, które były nagniatane przy dużych prędkościach obrotowych głowicy


powyżej 5000 obr/min i środkowym zakresie zastosowanych temperatur obróbki. Dla próbek 1, 13 nagniatanych w wy-sokich temperaturach umocnienie materiału jest mniejsze, ok. 30%, co może być związane z częściową rekrystaliza-cją materiału w podwyższonej temperaturze. Grubość stre-fy umocnionej wynosi 0,25÷0,8 mm. Można stwierdzić, że dla stosowanych parametrów rośnie ona wraz ze wzrostem prędkości obrotowej i temperatury obróbki. Przyrosty twar-dości i grubość strefy zgniotu są różne w zależności od pa-rametrów obróbki laserowo-mechanicznej (OLM).

Analiza wyników Analiza wyników badań wpływu parametrów obróbki la-

serowo-mechanicznej na stan warstwy wierzchniej obejmo-wała badania korelacji z: – grubością strefy zgniotu, – względnym przyrostem mikrotwardości w odległości 0,2

mm od powierzchni nagniatanej, – stosunkiem grubości strefy zgniotu do grubości strefy

stopowej. Analiza statystyczna wyników badań eksperymentalnych

obejmowała dobór funkcji regresji, statystyczną weryfikację adekwatności funkcji aproksymującej oraz statystyczną we-ryfikację istotności współczynników funkcji aproksymującej. Przeprowadzono próby aproksymacji za pomocą funkcji potęgowej oraz wielomianu pierwszego stopnia. Ocenę ko-relacji i istotności uzyskanych zależności wyznaczano na podstawie kryteriów I.P. Guilforda. Opracowane wyniki za-mieszczono w tablicach, które zawierają:– funkcję aproksymującą, – wartość współczynnika korelacji wielokrotnej R,– wartość liczby Fiszera F,– współczynniki T – studenta określające istotność kolej-

nych zmiennych niezależnych T1, T2, T3.Przyjęto poziom ufności α = 0,05 lub 0,1.

Wiarygodność wyznaczonych równań oceniano w opar-ciu o następujące kryteria: krytyczną wartość statystyki F, która dla wyznaczonych równań wynosi Fkr = 2,71; krytyczną wartość współczynników T – studenta, która dla wyznaczo-nych równań wynosi Tkr = 2,1 dla α = 0,05.

W tablicy VI przedstawiono wyniki obliczeń dla analizy wpływu parametrów obróbki hybrydowej na grubość strefy zgniotu powierzchniowego.

Współczynniki korelacji wielokrotnej obu równań są wysokie, a zależność pomiędzy badanymi własnościami znaczna. Dla obu równań F > Fkr. Dla równania pierwszego i drugiego współczynniki T1 i T3 równania są istotne t > Tkr na poziomie ufności α = 0,05.

Nieznacznie lepsze dopasowanie wykazuje funkcja po-tęgowa. Na poziomie ufności 0,1 wszystkie współczynniki równania są istotne, wartość Tkr wynosi wówczas Tkr= 1,41.

Na rysunku 6 przedstawiono interpretację graficzną zależ-ności z tablicy VI według funkcji potęgowej opisującej zależ-ność grubości strefy zgniotu od prędkości obrotowej głowicy nagniatającej oraz odległości narzędzia od osi wiązki lasero-wej dla ustalonej prędkości posuwu vf = 360 mm/s. Zależność grubości strefy zgniotu rośnie prawie liniowo wraz ze wzro-stem prędkości obrotowej oraz maleje wraz ze wzrostem odle-głości głowicy nagniatającej od osi wiązki laserowej. Wraz ze wzrostem prędkości obrotowej głowicy rośnie intensywność procesu nagniatania oraz sił oddziaływania mikromłotecz-ków z obrabianą powierzchnią, powoduje to wzrost głęboko-

ści odkształceń plastycznych materiału. Wzrost odległości narzędzia nagniatającego od osi wiązki laserowej powoduje spadek temperatury w strefie obróbki mechanicznej, co wiąże się również ze spadkiem własności plastycznych materiału i zmniejszeniem strefy odkształceń plastycznych. Tablica VII zawiera wyniki obliczeń dla wpływu parametrów obróbki hy-brydowej na przyrost mikrotwardości na głębokości 0,2 mm od powierzchni, a rysunek 7 ich interpretację graficzną.

Współczynniki korelacji wielokrotnej obu równań są wysokie, a zależność pomiędzy badanymi własnościami znaczna. Dla obu równań spełniony jest warunek F > Fkr. Dla równania pierwszego i drugiego współczynniki T1 i T3 są istotne, a dla równania są istotne t > Tkr na poziomie ufności α = 0,05. Nieznacznie lepsze dopasowanie wykazuje funkcja wielomianowa. Przyrost mikrotwardości zależny jest głównie od prędkości obrotowej głowicy oraz temperatury strefy ob-róbki mechanicznej, która z kolei zależy od odległości narzę-dzia nagniatającego od osi wiązki.

Analiza statystyczna uzyskanych wyników obejmowała również wpływ parametrów obróbki na stosunek grubości strefy zgniotu do strefy przetopienia. Parametr ten może de-cydować w wielu przypadkach o trwałości elementów ma-szyn i urządzeń, gdyż zniszczenie często przebiega na gra-nicy strefy przetopionej i materiału rdzenia, gdzie występuje lokalny skok własności i duża koncentracja naprężeń. W związku z tym korzystne jest wytworzenie naprężeń ściska-jących w WW, której grubość jest większa od strefy stopo-wej. Należy tu zwrócić uwagę na to, że głębokość strefy na-prężeń po obróbce powierzchniowej zgniotem jest 40÷60% większa od grubości strefy zgniotu [10].

W tablicy VIII przedstawiono wyniki obliczeń wpływu pa-rametrów obróbki hybrydowej na wartość tego parametru.

Tablica VI. Zestawienie wyników analizy funkcji regresji dla grubości strefy zgniotu stali po obróbce hybrydowejTable VI. List of results of the regression function analysis for the thickness of steel work-hardening zone after hybrid machiningNr Postać równania regresji R F T1 T2 T3

1 0.0026 Vo1.01 Vf

-0.19 X -1.16 0,78 8,4 3,15 1,5 3,59

2 0.53 + 0.00011 Vo-0.00019Vf-0.074x

0,76 7,5 3,39 1,19 3,08

Tablica VII. Zestawienie wyników analizy funkcji regresji dla przyrostu twardości na głębokości 0,2 mm od powierzchni w strefie zgniotuTable VII. List of results of the regression function analysis for the thickness increment on the depth of 0,2 mm from the surface in the work-hardening zoneNr Postać równania regresji R F T1 T2 T3

1 0.53 Vo0.66 Vf

-0.082 X -0.61 0,68 4,6 2,65 0,85 2,45

2 24.3+0.0039 Vo-0.0035 Vf-2.14 x

0,7 5,0 3,01 0,58 2,34

Tablica VIII. Zestawienie wyników analizy funkcji regresji dla stosunku grubości strefy zgniotu do grubości strefy stopowejTable VIII. List of results of the regression function analy-sis for the work-hardening zone thickness to alloy zone thi-ckness ratioNr Postać równania regresji R F T1 T2 T3

1 0.00035 Vo1.02 Vf

0.2 X -1.09 0.74 6.3 2.81 1.46 2.97

2 0.38+0.0021 Vo-0.0056 Vf -0.11 x

0.77 7.6 3.49 1.91 2.62


Rys. 6. Wpływ prędkości obrotowej głowicy i odległości narzędzia na grubość strefy zgniotu powierzchniowego przy ustalonej prędkości posuwu vf = 360 mm/minFig. 6. Influence of the head rotational speed and a distance of the tool on the thickness of the surface work-hardening zone at the tra-velling speed settled to vf = 360 mm/min

Rys. 7. Przyrost mikrotwardości na głębokości 0,2 mm w funkcji prędkości obrotowej głowicy i odległości narzędzia od osi wiązki la-serowej x dla stałej prędkości posuwu 360 mm/min według zależno-ści 2; wielomian pierwszego stopniaFig. 7. Increment of microhardness at the depth of 0,2 mm as a fun-ction of the head rotational speed and a distance of the tool from the laser beam axis x at the constant travelling speed 360 mm/min according to dependence 2; polynomial of the first degree

Rys. 8. Wpływ prędkości obrotowej oraz odległości narzędzia od osi wiązki na stosunek grubości strefy zgniotu do grubości strefy stopowej przy stałej prędkości posuwu vf = 360 mm/min, zależność potęgowaFig. 8. Influence of the head rotational speed and a distance of the tool from the laser beam axis on the thickness of the surface work-hardening zone to the thickness of the alloy zone ratio at the constant travelling speed vf = 360 mm/min, power dependence

Współczynniki korelacji wielokrotnej obu równań są wysokie, a zależność pomiędzy badanymi własnościami znaczna. Dla obu równań spełniony jest warunek F > Fkr. Dla równania pierwszego i drugiego wszystkie współczynniki są istotne t > Tkr na poziomie ufności α = 0,1. Nieznacznie lep-sze dopasowanie wykazuje funkcja wielomianowa.

Na rysunku 8 przedstawiono wpływ prędkości obrotowej głowicy nagniatającej i odległości narzędzia przy ustalonej prędkości posuwu vf = 360 mm/min na Gz/Gp. Widoczne jest, że przy największych prędkościach obrotowych głowicy i od-ległościach narzędzia poniżej 9 mm stosunek ten jest więk-

szy od 1. Przy prędkościach poniżej 4000 obr/min i odległości poniżej 8 mm grubość strefy zgniotu w stosunku do grubości warstwy stopowej jest mniejsza niż 0,5, co nie gwarantuje obecności naprężeń ściskających w całej strefie stopowej.

WnioskiMikromłoteczkowanie powoduje wzrost mikrotwardo-

ści materiału stopowanego o 24÷47% przy powierzchni w stosunku do stopowania laserowego. Efekt ten wywoła-ny jest zgniotem powierzchniowym. Stopień zgniotu zale-ży głównie od prędkości obrotowej głowicy nagniatającej oraz odległości narzędzia nagniatającego od osi wiązki.

Grubość strefy umocnionej wynosi 0,25÷0,8 mm. Gru-bość strefy umocnionej zależy od parametrów obróbki LM. Najmniejszą grubość stwierdzono dla próbek nagnia-tanych w najniższej temperaturze przy niskich prędkoś-ciach obrotowych. Przy zastosowaniu prędkości obro-towych powyżej n > 5000 obr/min, odległości x ≤ 7 mm i prędkościach posuwu nie większych niż 360 mm/min głębokość zgniotu jest co najmniej równa głębokości stre-fy przetopienia, co zapewnia korzystne cechy eksploata-cyjne obrabianych elementów.

Analiza zależności statystycznych wpływu parame-trów obróbki laserowo-mechanicznej na stan warstwy wierzchniej oraz badania korelacji parametrów obróbki z: grubością strefy zgniotu, względnym przyrostem mikro-twardości w odległości 0,2 mm od powierzchni nagniata-nej oraz stosunkiem grubości strefy zgniotu do grubości strefy stopowej wykazała że uzyskane zależności po-między badanymi własnościami są istotne. Wyznaczone zależności funkcyjne pozwalają na sterowanie procesem hybrydowej obróbki LM.

Literatura1. Grigorijanc A.G., Safonov A.H.: Metody powierhnostnoj lazer-

noj obrabotki. Lazerna Technika i Technologia, 1989.2. Ignatiev M., Kovalev E., Melekhin I., Sumurov I., Surlese S.:

Investigation of the hardening of titanium alloy by laser nitri-ding. Wear, vol. 166, 1993.

3. Abbas G., West D.R.: Laser Surface Cladding of Stellite and Stellite-SiC Composite Deposits for Enhanced Hardness and Wear. Wear, vol. 143, 1991.

4. Grum J., Sturm R.: A new experimental technique for measu-ring strain and residual stresses during a laser remelting pro-cess, J. of Materials Processing Technology vol. 147, 2004.

5. Radziejewska J., Surface layer morphology due to laser alloy-ing process, Journal of Engineering Manufacture Part B, Proc. IMechE. vol. 220, 2006.

6. Anthony T.R., Cline H.E.: Surface Rippling Induced by Sur-face-Tension Gradients During Laser Surface Melting and Alloying. J. Appl. Phys., vol. 48, No. 9, 1977.

7. Kawalec M., Jankowiak M.: Kształtowanie struktury stereome-trycznej powierzchni w procesie hartowania laserowego stali na tokarce. Wybrane Zagadnienia Obróbek Skoncentrowaną Wiązką Energii (Konferencja EM 2003), Bydgoszcz 2003.

8. Radziejewska J, Nowicki B., Kalita W.: Laser burnishing metod for surface laser modification J. of Engineering Manufacture Proceedings of the IMechE Part B., vol. 222, No. B7, 2008.

9. Filipowski R.: Application of matrix calculus for determining the coefficients of the linear regression for varying degree of a matrix describing the set of normal equations, Archiwum Bu-dowy Maszyn, Vol. xLIII, 1996, Zeszyt 1.

10. Przybylski W.: Technologia obróbki nagniataniem. WNT, War-szawa 1986.


Tomasz ChmielewskiDariusz Golański

Właściwości powłok tytanowych natryskiwanych termicznie na podłoża ceramiczne AlN

selected properties of ti layers deposited on ceramic aln substrates by thermal spraying

StreszczeniePrzedstawiono wybrane właściwości powłok tyta-

nowych natryskiwanych detonacyjnie na ceramikę AlN. Omówiono i zilustrowano mikrostrukturę powłoki oraz po-łączenia powłoki z podłożem.

Wykonano też analizę liniową stężenia pierwiastków w płaszczyźnie przekroju prostopadłego do powierzchni powłoki. Opisano strukturę stereometryczną powierzchni. Wykonano również modelowanie MES stanu naprężeń własnych w złączu Ti-AlN powstałym na skutek natryski-wania tytanu na ceramikę AlN.

AbstractThis paper presents results of investigation of selec-

ted properties of Ti coatings deposited onto ceramic AlN substrates obtained by detonation spraying method. It discusses and illustrates the microstructure of coatings and joints among Ti coating and AlN substrate. The re-sults of linear distribution of Ti and Al in the cross-section of the joint are also included together with the stereome-tric patterns of surface structure of Ti coating deposited on AlN ceramic substrate. Finally, the analysis of thermal residual stresses in discusses coatings has been perfor-med by the FEM modelling.

Dr inż. Tomasz Chmielewski, dr hab. inż. Dariusz Golański – Politechnika Warszawska.

WstępMetalizacja zaawansowanej ceramiki konstrukcyjnej jest

procesem technologicznym niezbędnym w nowoczesnej technice i kluczowym etapem procesu wytwarzania połą-czeń ceramika-metal. Zastosowanie ceramiki w przemyśle w większości przypadków wymaga łączenia z metalami. Trwałe złącza ceramiczno-metalowe jako spojone komplek-sy materiałów o różnych właściwościach nabierają coraz większego znaczenia przemysłowego i znajdują zastosowa-nia np. w:– optoelektronice (wielowarstwowe podłoża ceramiczno-

metalowe, obudowy do półprzewodnikowych wskaźni-ków cyfrowych i neonowych, obudowy i elementy stoso-wane w technice ciekłych kryształów) [1],

– ogniwach paliwowych (przegrody paliwowe nieprzewo-dzące, wykonane z Al2O3 i stali austenitycznej, przegro-dy paliwowe przewodzące z ZrO2 połączone ze stalami chromowo-niklowymi),

– przemyśle półprzewodnikowym (obudowy diod i tyrysto-rów, obudowy mikrofalowych elementów półprzewodni-kowych) [1],

– przemyśle lampowym w zastosowaniach militarnych (elementy lamp mikrofalowych oraz linie opóźniające wykonane z ceramiki korundowej i molibdenu),

– technice ultrawysokiej próżni (przepusty prądowe, okna bazujące na leukoszafirze i stopach miedzi).

Stosowane od lat przemysłowe metody spajania cera-miki z metalami bazują na skutecznych, lecz niestety dro-gich, czasochłonnych, wysokotemperaturowych i stosun-kowo niskowydajnych procesach. Są to m.in.: zgrzewanie dyfuzyjne, metalizacja proszkowa, lutowanie aktywne. Bez względu na stosowane metody spajania, złącza cerami-ka-metal narażone są na wysoki stan naprężeń własnych uwarunkowany głównie dużymi różnicami właściwości fi-zycznych spajanych materiałów oraz wysoką temperaturą formowania połączenia. W Zakładzie Inżynierii Spajania Politechniki Warszawskiej od kilku lat prowadzone są ba-dania nad metalizowaniem ceramiki różnymi odmianami natryskiwania termicznego. W artykule przedstawiono wybrane właściwości powłok metalicznych natryskiwa-nych detonacyjnie na podłoża ceramiczne. Zapropono-wana metoda natryskiwania może stanowić atrakcyjną pod wieloma względami alternatywę (m.in. wielokrotnie tańszą), dla obecnie stosowanych kosztownych rozwią-zań, będąc jednocześnie innowacyjnym rozwiązaniem technologicznym. Proces ten może być realizowany w celu modyfikacji właściwości warstwy wierzchniej detali ceramicznych, a stosunkowo niska temperatura formowa-nia złącza oraz dyskretny (nieciągły) charakter procesu sprzyjają powstawaniu niewysokich naprężeń własnych w złączu.

Wykonano próby metalizowania ceramiki Al2O3 i AlN, m.in. tytanem, molibdenem oraz stopami bazującymi na wybranych fazach międzymetalicznych, uzyskując po-zytywne rezultaty. W artykule przedstawiono wybrane właściwości powłok Ti natryskiwanych na podłoże AlN, stanowiące podstawę ich potencjalnych aplikacji przemy-słowych.


Mikrostruktura powłok metalicznych natryskiwanych na ceramiczne podłoża

Mikrostruktura powłok metalowych natryskiwanych na ceramiczne podłoża różni się znacznie od powłok natry-skiwanych na metale, głównie strefą połączenia. Podczas natryskiwania metalu na plastyczne metalowe podłoże, duży udział w formowaniu się złącza ma uplastycznienie powierzchni podłoża, ułatwiając powstanie połączenia. Pod-czas natryskiwania metali na podłoże ceramiczne złącze powstaje głównie na drodze adhezyjnego oddziaływania powłoki z podłożem, lecz również mechanicznego zamo-cowania plastycznego materiału powłoki w nierównościach powierzchni ceramiki oraz chemicznego oddziaływania od-powiednio skonfigurowanych par materiałowych.

Na rysunku 1 pokazano obraz mikrostruktury powłoki Ti natryskiwanej metodą detonacyjną na podłoże ceramiczne AlN (zdjęcie wykonano przy użyciu optycznego mikroskopu metalograficznego). Mikrostruktura natryskiwanej powłoki jest stosunkowo jednorodna o porowatości na poziomie ok. 2%, który zgodnie z literaturą [2] nie różni się od powłok na-tryskiwanych na podłoża metalowe. Przedstawiona powłoka jest stosunkowo równomierna, wielowarstwowa i składa się ze ściśle upakowanych rozpłaszczonych cząstek materiału powłokowego.

Powłoka tytanowa jest wolna od nieciągłości i dobrze przylega do podłoża, wypełniając jego najmniejsze obserwo-wane nierówności powierzchni. Grubość powłoki zawiera się w przedziale 180÷200 µm. Z punktu widzenia zastosowania prezentowanej powłoki jako warstwy przejściowej do łącze-nia ceramiki z metalami, grubość ok. 10 µm jest wystarczają-ca dla zapewnienia szczelności warstwy, jednak na potrzeby zbadania jej właściwości wytworzono powłokę o znacznie większej grubości, jak przedstawiono na rysunku 1.

Na rysunku 2 przedstawiono wyniki analizy granicy mię-dzyfazowej: podłoże AlN – warstwa Ti obserwowanej za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego (SEM) w przekroju prostopadłym do jej powierzchni. Pokazano mikrostrukturę powstałego złącza oraz rozkłady liniowe stężenia pierwiastków. Profile koncentracji Al i Ti świadczą o nikłej wzajemnej penetracji komponentów. Obserwacja przełomu powłoki z podłożem, pokazana na rysunku 3, wskazuje na bardzo wysokiej jakości spojenie powierzch-ni ceramiki z warstwą tytanową. Przedstawiony obraz do-tyczy przełomu obserwowanego przy użyciu mikroskopu skaningowego przy powiększeniu 5000x z trójpunktowego zginania złącza. Po przełamaniu złącza nie zaobserwo-wano żadnych pęknięć w połączeniu, ani nawet lokalnych nieciągłości połączenia. Nierówności powierzchni ceramiki oraz otwarte pustki są dokładnie wypełnione materiałem powłokowym. Widoczne jest pęknięcie w powłoce tytano-wej zlokalizowane w połowie jej grubości, będące efektem naprężeń generowanych w teście mechanicznym polegają-cym na przełamaniu złącza.

Struktura stereometryczna powierzchni natryskiwanej warstwy

Wszystkie powierzchnie rzeczywiste ciał stałych wyka-zują odstępstwa od idealnej gładkości. Odstępstwa od po-wierzchni idealnie gładkiej, odzwierciedlające stan kształtu powierzchni rzeczywistej, określa struktura stereometrycz-na powierzchni [3], w sensie normatywnym stanowiąca przestrzenny układ elementów geometrycznych uwarun-kowany głównie kształtem, rozmiarem i rozlokowaniem nierówności powstałych podczas procesu technologicz-nego formowania powierzchni. Struktura stereometrycz-na warstwy wierzchniej ma istotny wpływ na właściwości eksploatacyjne powierzchni. Nierówności powierzchni od-działują również bezpośrednio na współdziałanie wytwo-rzonej powierzchni z ośrodkiem ciekłym lub gazowym od-działującym bezpośrednio na powierzchnię. Przykładowo podczas zwilżania powierzchni ośrodkiem ciekłym (lutem) rozwinięta i odpowiednio chropowata powierzchnia sprzyja zjawisku kapilarności, stymulując zwilżalność powierzchni. Z punktu widzenia procesu technologicznego może bezpo-średnio wpływać na przebieg i warunki procesu lutowania. Pomiary geometrii nierówności powierzchni prowadzono na profilometrze skaningowym NanoScan, a uzyskane wyniki opracowano przy użyciu programu HomelMap ekspert 4.1.

Rys. 1. Mikrostruktura warstwy tytanowej natryskiwanej na pod-łoże ceramiczne AlN (100x)Fig. 1. The microstructure of ti-tanium coating deposited onto the AlN substrate by the D-gun technique (100x)

Rys. 2. Mikrostruktura powłoki tytanowej natryskiwanej detonacyjnie na ceramiczne podłoże AlN z rozkładem liniowym pierwiastków (Ti, Al) Fig. 2. The microstructure of titanium coating deposited onto the AlN substrate by the D-gun technique with linear distribution of Ti and Al

Rys. 3. Mikrostruktura powłoki tytanowej natryskiwanej detonacyjnie na ceramiczne podłoże AlN (5000x) Fig. 3. The microstructure of titanium coating deposited onto the AlN substrate (5000x)


Parametry przeprowadzonego pomiaru: pole pomiarowe (kierunek x) 4,2 mm x (kierunek y) 4 mm, krok próbkowania dx = 0,5 µm, dy = 10 µm, rozdzielczość pionowa 1 nm. Ba-daną próbkę przedstawiono na rysunku 4.

Wyznaczono parametry chropowatości powierzchni po filtracji – Gauss 0,25 mm oraz wykonano mapę stereome-tryczną badanej powierzchni, którą przedstawiono na rysun-ku 5. Struktura badanej powierzchni jest izotropowa, nie wy-kazuje wyraźnego ukierunkowania wzniesień i wgłębień, co potwierdza pośrednio stosunkowo jednorodną budowę (dys-trybucję cząstek) strumienia natryskowego, z którego zosta-ła uformowana. Brak kierunkowości struktury powierzchni

Rys. 4. Próbka AlN metalizowana detonacyjnie tytanemFig. 4. The sample of AlN ceramics with Ti coating deposited by detonation spraying

Rys. 5. Mapa przedstawiająca strukturę stereometryczną powierzch-ni powłoki Ti natryskiwanej detonacyjnie na podłoże ceramiczne AlNFig. 5. The stereometric pattern of surface structure of Ti coating deposited by detonation spraying onto ceramics AlN substrate

Rys. 6. Profile chropowatości badanej powierzchni: a – dla kierunku x; b – dla kierunku yFig. 6. Roughness profiles of tested surface: a – x direction; b – y direction

zapewnia jednocześnie warunki do równomiernego (we wszystkich kierunkach) rozpływania się lutu podczas luto-wania badanej powierzchni.

Na rysunku 6 przedstawiono profile chropowatości ba-danej powierzchni zarejestrowane dla dwóch prostopadłych kierunków, odpowiednio x oraz y.

Parametry zarejestrowanych profili charakteryzują na-stępujące wartości: – dla kierunku x, chropowatość Ra - 3,39 µm, Rz - 4,36 µm,

falistość Wa - 3,02 µm, Wp - 2,93 µm,– dla kierunku y, chropowatość Ra - 3,63 µm, Rz - 4,67 µm,

falistość Wa - 2,35 µm, Wp - 3,23 µm.Różnice wartości przedstawionych parametrów dla róż-

nych kierunków wykazują submikronowe wartości, potwier-dzając brak wyraźnej kierunkowości struktury geometrycz-nej badanej powierzchni.

Analiza numeryczna naprężeń własnych w powłoce Ti i podłożu AlN

Stan naprężeń własnych i poziom przyczepności powłoki do podłoża w największym stopniu decydują o właściwoś-ciach użytkowych natryskiwanej powłoki. Rozkład i poziom naprężeń własnych mają istotne znaczenie dla przyczepno-ści powłoki; zbyt wysoka wartość naprężeń własnych może powodować pękanie i rozwarstwianie powłoki podczas eks-ploatacji.

Źródłem naprężeń w układzie powłoka-podłoże są róż-nice materiałów pod względem właściwości fizycznych i mechanicznych oraz gradient temperatury. Podczas natry-skiwania termicznego materiał powłokowy jest podgrzewany do określonej temperatury (zależej od parametrów procesu), która po zakończeniu procesu ulega obniżaniu. Jednoczesne stygnięcie połączonej powłoki z podłożem przy wskazanych wcześniej różnicach, powoduje powstawanie zróżnicowane-go skurczu połączonych materiałów, którego poziom zale-ży od przyrostu temperatury. W układzie powłoka-podłoże mogą być generowane naprężenia zarówno rozciągające, jak i ściskające, których wartość może przewyższać wytrzy-małość materiału podłoża i powłoki oraz przyczepność po-włoki, powodując nawet jej samozniszczenie.

W procesie doboru materiałów metalicznych nanoszo-nych na podłoża ceramiczne należy wziąć pod uwagę takie właściwości materiału powłokowego, jak: przewodnictwo cieplne, współczynnik rozszerzalności cieplnej czy moduł Younga, które w największym stopniu wpływają na stan naprężeń własnych. Naprężenia powstające w pierwszym etapie procesu, tj. natryskiwania powłoki, można oszacować w sposób przybliżony dla układu sprężystego na podstawie zależności [4]:

(1)

gdzie: αc – współczynnik rozszerzalności cieplnej powłoki, Tm – tem-peratura topnienia powłoki, Tc – temperatura podłoża, Ec – moduł Younga powłoki

Przedstawiona formuła jest właściwa dla sytuacji, gdy podgrzane cząstki materiału powłokowego uderzają w pod-łoże, którego temperatura jest niższa od temperatury po-włoki.


Rys. 7. Rozkład naprężeń promieniowych (σx) oraz osiowych (σy) w modelu złącza Ti/AlN obliczony za pomocą MES (grubość warstwy Ti = 0,2 mm)Fig. 7. Distribution of radial (σx) and axial (σy) stresses in Ti/AlN mo-del calculated by FEM (Ti thickness=0.2 mm)

Rys. 8. Rozkłady naprężeń osiowych (σy) i promieniowych (σx) w przekroju poprzecznym powłoki i podłoża obliczone dla trzech gru-bości powłok za pomocą MES a – wzdłuż linii 1: b – wzdłuż linii 2 z rys. 7Fig. 8. Axial (σy) and radial (σy) stress profiles across the coating thi-ckness calculated in the Ti/AlN system for three coating thicknesses: (a – along line 1, b – along line 2 in fig. 7

Z zależności tej wynika, że wstępne podgrzewanie pod-łoża może znacząco przyczynić się do obniżenia poziomu naprężeń.

W kolejnym etapie procesu, tj. w fazie obejmującej styg-nięcie natryskanej już powłoki do temperatury otoczenia w układzie powłoka-podłoże generowane są naprężenia własne wynikające ze zróżnicowania właściwości cieplno-fi-zycznych utworzonej powłoki i podłoża. Można je w sposób uproszczony przedstawić następującą zależnością [5]:

(2)

gdzie: Tf – temperatura warstwy natryskiwanej, Tr – temperatura końcowa (otoczenia), αc – współczynnik rozszerzalności cieplnej materiału powłokowego, αs – współczynnik rozszerzalności cieplnej podłoża, Ec – moduł Younga powłoki, Es – moduł Younga materiału podłoża, tc – grubość powłoki, ts – grubość podłoża.

Końcowy poziom naprężeń dla układu powłoka-podłoże będzie sumą naprężeń powstałych w fazie natryskiwania i naprężeń generowanych na skutek stygnięcia całego ukła-du do temperatury otoczenia. Zależeć będzie również od stosunku grubości powłoki i podłoża. Powyższe zależności są uproszczonymi formułami służącymi do określenia na-prężeń w modelu dwóch połączonych płyt: powłoce i podło-żu. Zależności te ważne są jedynie w zakresie sprężystym, a więc nie uwzględniają możliwości odkształcenia plastycz-nego materiału metalicznego. Należy zwrócić także uwagę na to, że temperatura podłoża zależy również od grubości nakładanej warstwy zgodnie ze wzorem Fouriera [6]:

(3)

gdzie: Ts – temperatura podłoża Tf – temperatura natryski-wanej powłoki, q – szybkość przepływu ciepła, tc – grubość powłoki, k – przewodność cieplna podłoża, A – powierzchnia podłoża.

Obecnie najbardziej nowoczesne metody analizy naprę-żeń w takich układach opierają się na metodzie elementów skończonych (MES). Metoda ta została zastosowana do analizy naprężeń własnych termicznych w modelu nume-rycznym powłoki tytanowej nanoszonej na podłoże z cera-miki AlN. Przyjęto, że materiał podłoża ma kształt dysku o średnicy 100 mm i wysokości 2 mm. Obliczenia numeryczne przeprowadzono za pomocą pakietu oprogramowania LU-SAS FEA. Zagadnienie rozwiązywano jako nieliniowe dwu-wymiarowe kołowosymetryczne w zakresie termo-spręży-sto-plastycznym z uwzględnieniem warunku plastyczności Misesa-Hubera bez umocnienia materiału. Przyjęto także, że powłoka i podłoże stygną do temperatury otoczenia przy różnym spadku temperatury (ΔT = 1000oC dla powłoki oraz 250oC dla podłoża).

Wyniki obliczeń pokazują, że w całej powłoce powstają rozciągające naprężenia własne na kierunku promieniowym (σx), podczas gdy rozciągające naprężenia osiowe (σy) kon-centrują się jedynie w niewielkim obszarze podłoża leżącym blisko krawędzi modelu przy granicy z powłoką tytanową (rys. 7).

a)

b)

3�Przegląd sPawalnictwa 10/2009

PodsumowanieMetoda detonacyjna jako jedna z nielicznych termicz-

nych metod natryskowych pozwala na skuteczne natry-skiwanie wybranych metali na podłoża ceramiczne. Uzy-skiwane w ten sposób powłoki charakteryzują się sto-sunkowo jednorodną mikrostrukturą, niskim poziomem porowatości oraz dobrą przyczepnością do podłoża. Budowa geometryczna powierzchni sprzyja późniejszym procesom technologicznym łączenia (np. lutowaniu) przez wysokie rozwinięcie jej powierzchni oraz brak wy-raźnych cech anizotropii. Kluczowy w kwestii właściwości eksploatacyjnych badanej powłoki jest jej stan naprężeń własnych. W celu polepszenia trwałości powłoki należy stosować kilka zaleceń, ukierunkowanych na ogranicze-nie poziomu naprężeń własnych w układzie podłoże-po-włoka. Należy w taki sposób konfigurować parę materia-

Literatura[1] Włosiński W.: The joining of advanced materials, Oficy-

na Wydawnicza Politechniki Warszawskiej, Warszawa 1999.

[2] Babul T.: Zjawiska fizyczne w procesie natryskiwania deto-nacyjnego powłok. Instytut Mechaniki Precyzyjnej, Warsza-wa 2006.

[3] Burakowski T., Wierzchoń T.: Inżynieria powierzchni metali, WNT, Warszawa 1995.

łową podłoże-powłoka, aby różnice w ich właściwościach takich jak: przewodnictwo cieplne, współczynnik rozsze-rzalności cieplnej, czy moduł Younga były możliwie jak najmniejsze. Minimalizacja poziomu naprężeń na granicy powłoka-podłoże może być również realizowana przez stosowanie materiału powłokowego o stosunkowo niskiej granicy plastyczności. Zmniejszenie poziomu naprężeń może być uzyskane również przez podgrzewanie podło-ża przed natryskiwaniem. Nie bez znaczenia pozostaje również kwestia grubość powłoki natryskiwanej, która powinna być ograniczana do minimum. Uzyskiwane w ten sposób powłoki mogą spełniać funkcje związane z modyfikacją powierzchni elementów ceramicznych lub stanowić warstwę pośrednią do łączenia ceramik z meta-lami czy kompozytami na osnowie metalicznej.

[4] Berndt M.L. Berndt C.C: Thermal spray coatings. Brookhaven National Laboratory, State University of New York, Stony Bro-ok, 2003.

[5] Araujo P., Chicot D., Staia M, Lesage J.: Residual stresses and adhesion of thermal spray coatings, Surface Engineering vol. 21 (2005), No.1.

[6] Stokes J. and Looney L.: Residual Stress in HVOF Thermally Sprayed Thick Deposits. ICMCTF 2003.

W artykule przedstawiono dwa kierunki badań prowadzo-nych w Instytucie Spawalnictwa w obszarze łączenia stopów aluminium metodami o małej energii łuku: badania warunków materiałowo-technologicznych spawania różnych stopów aluminium metodami CMT i ColdArc oraz badania wpływu wybranych parametrów technologicznych na wielkość emisji zanieczyszczeń do środowiska pracy. Przedstawiono włas-

ności połączeń i obszary zastosowania nowoczesnych, ni-skoenergetycznych źródeł prądu spawania do łączenia sto-pów aluminium o niewielkiej grubości. Omówiono zależności pomiędzy parametrami technologicznymi ww. metod spawa-nia, rodzajem materiału podstawowego i gatunkiem spoiwa a wielkością emisją zanieczyszczeń.

Jolanta MatusiakTomasz Pfeifer Badanie warunków technologicznych i środowiskowych

spawania stopów aluminium metodami niskoenergetycznymi

Artykuł ukaże się w jednym z najbliższych numerów Przeglądu Spawalnictwa.

Zapowiedź wydawnicza

Zmiany w rozkładzie naprężeń widoczne są na krawę-dzi modelu. W obszarze tym dominuje naprężenie osiowe, którego rozkład jest podobny do rozkładu naprężeń głów-nych maksymalnych. Zaobserwować można także kon-centrację naprężeń rozciągających w części ceramicznej (ok. 0,1 mm od linii połączenia), a także po stronie mate-riału powłokowego przy granicy z podłożem ceramicznym (rys. 8).

Wielkość naprężeń osiowych rośnie ze wzrostem grubo-ści powłoki i może prowadzić do jej oddzielenia biorącego początek na krawędzi modelu. Ponadto, wysoki poziom na-prężeń rozciągających w ceramice może być także przyczy-

ną zapoczątkowania pęknięć w tym obszarze. Na podstawie rysunku 8 można zauważyć, że maksymalne naprężenie σy wzrosło o prawie 60% ze wzrostem grubości powłoki od 0,1 do 0,3 mm zarówno w podłożu AlN, jak i w powłoce Ti w strefie połączenia.

Z rysunku 8 wynika, że naprężenie osiowe maleje wraz ze wzrostem odległości od granicy połączenia. Powstające odkształcenia plastyczne w metalicznej powłoce pomagają częściowo zmniejszyć wielkość naprężeń w obszarze ich koncentracji. Stopień redukcji naprężenia zależy głównie od właściwości plastycznych materiału powłokowego (granicy plastyczności, stopnia umocnienia materiału).

3� Przegląd sPawalnictwa 10/2009

Mateusz GrzybickiJerzy Jakubowski

Badania porównawcze spawania blach ze stali karoseryjnej metodami CMT oraz MIG/MAG

comparative tests of weldingof sheets made of car body steelusing the cMt and Mig/Mag methods

StreszczenieOmówiono wyniki badań wpływu parametrów procesu

automatycznego spawania metodą CMT na jakość złączy zakładkowych cienkich blach (0,8 mm) ze stali karoseryj-nej (DC 04). Złącza te porówano z połączeniami wykona-nymi tradycyjnym łukiem zwarciowym w osłonie gazów aktywnych MAG. Prace badawcze obejmowały badania wizualne, metalograficzne, pomiary mikrotwardości oraz badania własności mechanicznych złączy spawanych. Zaobserwowano, że metoda CMT umożliwia łączenie cienkich elementów przy dużo większych prędkościach niż dotychczas stosowane spawanie łukowe w gazach ochronnych (ok. 4x szybciej niż MIG/MAG), przy zacho-waniu bardzo dobrej jakości. Badania metalograficzne posłużyły również do stwierdzenia zmian zachodzących w spoinie i materiale spawanym w zależności od zmiany parametrów. Podjęto także próbę określenia współczyn-nika wymieszania dolnej i górnej blachy. Zauważono, że zwiększenie długości łuku powoduje głębszy przetop ma-teriału dolnej blachy, co powoduje przyrost współczynnika wymieszania.

AbstractResults of tests of influence of parameters of process

of automatic welding with the CMT method on quality of overlap joints of sheets (0.8 mm) made of car body ste-el (DC 04) were described. Those joints were compa-red with joints executed with traditional metal active gas (MAG) short arc welding. Research work includes visual inspection, metallographic measurements of microhard-ness and tests of mechanical properties of welded joints. It was noticed that the CMT method allowed joining of thin elements at nor higher velocities than previously used arc welding in shielding gases (approximately 4 x faster than using MIG/MAG methods), maintaining at the same time superb quality. Metallographic tests were also used for stating changes, taking place in the joint and welded ma-terial depending on modulation of the parameters. Trials of determination of the mixing factor of both lower and upper sheets were also undertaken. It was observed that increase of arc length caused deeper depth of fusion of a material of the lower sheet resulting in increment of the mixing factor.

Inż. Mateusz Grzybicki, dr inż. Jerzy Jakubowski – Politechnika Warszawska.

WstępRosnące wymagania dotyczące wytwarzanych wyrobów

zmuszają renomowanych producentów sprzętu spawalni-czego do zwiększania możliwości oferowanych produktów. W rezultacie bardzo popularne ze względu na koszty oraz prostotę użytkową urządzenia umożliwiające spawanie łu-kiem elektrycznym w osłonach gazów aktywnych lub obo-jętnych (MAG i MIG), są coraz częściej zastępowane nowo-cześniejszymi metodami.

W wyniku badań i prac rozwojowych prowadzonych przez czołowych producentów urządzeń spawalniczych pojawiły się w ostatnich latach nowe warianty spawania MIG/MAG, takie jak CMT (Cold Metal Transfer), ColdArc, STT (Surface Tension Transfer) i CBT (Controlled Bridge Transfer).

Głównym problemem w użytkowaniu tradycyjnych sy-stemów spawalniczych MIG/MAG jest wąski zakres zasto-

sowań ze względu na materiał spawany oraz jego grubość. Jednakże potrzeby przemysłu wymuszają stosowanie ma-teriałów lekkich (cienkich) oraz o jak najlepszych cechach użytkowych. Zmniejszenie grubości uzyskuje się dzięki

Rys. 1. Aluminiowa rama Audi A8 – wyzwanie dla spawania łukiem elektrycznym (MIG/MAG) [1]Fig. 1. Aluminium body of Audi A8 – challenge for electric-arc wel-ding (MIG/MAG) [1]


podwyższaniu wytrzymałości (granicy plastyczności) sta-li. W ostatnich kilku dekadach zostały opracowane i wpro-wadzone stale o podwyższonej wytrzymałości, m.in. stale mikrostopowe i drobnoziarniste, stale normalizowane czy ulepszane cieplnie. Prowadzi się również badania stali z do-datkiem pierwiastków lekkich z przeznaczeniem dla przemy-słu samochodowego, gdzie stosunek wytrzymałości stali do masy konstrukcji (karoserii) jest szczególnie istotny. Dlatego wskazane było znalezienie metod, które umożliwiałyby łą-czenie cienkich oraz wrażliwych na ciepło materiałów, takich jak aluminium lub galwanizowana stal. W celu uniknięcia nadmiernego przetopienia materiału spawanego oraz za-pewnienia minimalnego rozprysku konieczne było znaczne zmniejszenia energii spawania.

Za początek prac badawczych nad unowocześnieniem konwencjonalnych metod MIG/MAG uważa się rok 1991. Wy-zwaniem, jakiemu miał podołać tradycyjny łuk, było łączenie elementów różnoimiennych, np. aluminium i stali. Podczas prób i badań niemieccy naukowcy opublikowali oraz opaten-towali metodę, która została określona skrótem SFI (Spatter Free Ignition). Metoda ta jest technologią bezodpryskowego zajarzenia łuku w metodzie MIG. Rozwiązanie to znalazło zastosowanie w przemyśle motoryzacyjnym, a ściślej przy produkcji AUDI A8 (rys. 1). Kolejnym rewolucyjnym krokiem w rozwoju spawalnictwa na rynku światowym był projekt rea-lizowany pod nazwą CMT (Cold Metal Transfer). Projekt ten, koordynowany, przez firmę Fronius, zgromadził ponad dwu-dziestu naukowców z różnych dziedzin, m.in. techników spa-walników, technologów, zaopatrzeniowców oraz konstrukto-rów. Efektem ich ponad pięcioletniej pracy było opracowanie 21 patentów rewolucjonizujących dotychczasowe metody spawania łukowego. Dlatego też metodę CMT określa się mianem całkowicie nowego rozwiązania [2].

Zasada procesu CMTCold Metal Transfer w dosłownym tłumaczeniu oznacza

„przejście zimnego metalu” (rys. 2). Jednak określenie tej metody jako zimnej należy rozumieć w aspekcie spawalni-czym, co nie zmienia faktu, iż zastosowanie CMT znacznie redukuje temperaturę łuku w porównaniu z tradycyjnym pro-cesem spawania MIG/MAG łukiem zwarciowym. Jednakże bardziej precyzyjnie określa się tę metodę jako spawanie z impulsowym podawaniem drutu [6].

Rys. 2. Charakterystyka prądowa i napięciowa procesu CMT [4, 5]Fig. 2. Current and voltage characteristic of the CMT process [4, 5]

CMT charakteryzuje ciągła, kontrolowana zmiana wa-runków spawania. Spowodowane jest to całkowicie nowym sposobem oddzielenia stopionego metalu od końca drutu elektrodowego. Różnicą w stosunku do MIG/MAG, gdzie oderwanie kropli realizowane jest wyłącznie przepływem prądu elektrycznego w obwodzie, jest zastosowanie ruchu posuwisto-zwrotnego drutu elektrodowego do procesu zwar-cia łuku. Jest to możliwe dzięki wprowadzeniu kilku zmian w stosunku do tradycyjnego spawania łukiem elektrycznym, m.in. w budowie uchwytu czy zastosowaniu tzw. bufora.

Proces CMT charakteryzuje bardzo precyzyjne stero-wanie długością łuku, które możliwe jest dzięki mechanicz-nej regulacji zależności wycofywania drutu spawalniczego w chwili zwarcia. Przez wprowadzenie do układu sterowa-nia ruchu spoiwa (drutu elektrodowego) możliwa jest ciągła analiza rzeczywistej prędkości podawania i wycofywania drutu. Kontrolę posuwu uzyskuje się dzięki wykorzystaniu pętli sprzężenia zwrotnego. Od standardowego, nowoczes-nego systemu spawania MIG/MAG system CMT odróżnia przede wszystkim uchwyt, w którym zawarty jest układ na-pędu ruchu powrotnego drutu (serwonapęd) sterowany cy-frowo, z przełożeniem bezstopniowym [2].

W przypadku konwencjonalnego, zwarciowego spawa-nia MIG/MAG oddzielenie kropli wymuszone jest stosun-kowo dużą wartością prądu, natomiast w przypadku CMT prąd zwarcia jest znacznie zredukowany (nawet do wartości zbliżonej do Iz = 0). Pomimo tego krople odrywają się łatwiej. Sprzyja temu programowanie prędkości podawania drutu. Zasada procesu CMT polega na spowodowaniu cofnięcia drutu przez cyfrowy układ sterujący w chwili zwarcia, co po-maga w oddzieleniu kropli ciekłego metalu [8]. Obrazuje to rysunek 3.

Pierwsze zdjęcie (1) na rysunku 3 przedstawia proces kształtowania się łuku, gdy drut elektrodowy wykonuje ruch w kierunku jeziorka spawalniczego. Trwa to do momentu ze-tknięcia się kropli na końcu drutu z powierzchnią spawaną, co pokazuje następne zdjęcie (2). W chwili oderwania kropli następuje cofnięcie drutu spawalniczego; towarzyszy temu spadek napięcia łuku (3). Następnie ruch drutu jest odwra-cany i proces zaczyna się od nowa (4). Częstotliwość okre-sowej zmiany posuwu drutu sięga 70÷90 Hz i jest zależna od warunków spawania.

Zastosowanie technologii CMTSystem w pełni zautomatyzowany wykorzystujący meto-

dę CMT jest prawie pięciokrotnie wydajniejszy od dotych-czas stosowanych w przemyśle automatów bazujących na metodzie spawania łukowego. Metoda CMT umożliwia spa-wanie złączy doczołowych bardzo cienkich blach ze stali zwykłych, wysokostopowych o grubości od 0,3 mm i stopów aluminium od 0,4 mm. Dodatkowo CMT w żaden sposób nie

Rys. 3. Zasada technologii CMT. Cykl ruchu drutu spawalniczego [3]Fig. 3. Principle of the CMT technology. Welding wire movement cycle [3]


ogranicza konstruktorów, ponieważ metoda ta umożliwia łą-czenie elementów różnoimiennych występujących w jednej konstrukcji (np. połączenia stali z aluminium wykorzystywa-nego w przemyśle motoryzacyjnym, które podczas tradycyj-nego spawania jest bardzo uciążliwe ze względu na tworze-nie się kruchych faz międzymetalicznych).

Metoda CMT znalazła zastosowanie przede wszystkim w przemyśle motoryzacyjnym, rys. 4 (KIA, Opel, Volkswagen, Ford, BMW, Volvo) i lotniczym, a ze względu na bardzo dobre właściwości estetyczne – również w branży meblarskiej.

Cel pracy Celem pracy było porównanie metody CMT z innymi ni-

skoenergetycznymi metodami spawania łukowego w osłonie gazów ochronnych. Następnie omówione zostały przykłado-we spoiny zakładkowe na blachach karoseryjnych wykonane metodą CMT, a także tradycyjnymi metodami (MAG, MAG Synergic oraz MAG Puls Synergic). Wykonane różnymi me-todami oraz przy różnych parametrach spoiny były przed-miotem badań pod względem jakości i poprawności stoso-wanej technologii.

Przebieg badańBadania prowadzono na stanowisku laboratoryjnym dla

złączy zakładkowych z blach o wymiarach 60x300x0,8 mm (rys. 5). Ze względu na zastosowanie metody CMT głównie w przemyśle motoryzacyjnym, wybrana została głęboko tłoczna, walcowana na zimno blacha karoseryjna ze stali DC 04, której skład chemiczny przedstawiono w tablicy I.

Tablica I. Skład chemiczny blachy karoseryjnej DC 04Table I. Chemical constitution of the DC 04 car body sheetPierwiastek C P S MnZawartość max., % 0,08 0,030 0,030 0,40

Analizie poddano wyniki badań makro- i mikrostruktu-ry, pomiary mikrotwardości oraz wybrane właściwości me-chaniczne złączy wykonanych metodą CMT w porównaniu ze złączami wykonanymi tradycyjnym łukiem zwarciowym (MIG/MAG). Próby spawania metodą CMT oraz tradycyjnym łukiem elektrycznym przeprowadzono na stanowisku wypo-sażonym w robot przemysłowy IRp-6 wraz ze zintegrowanym

Rys. 4. Volkswagen Phaeton. Karoseria spawana metodą CMT [7]Fig. 4. Volkswagen Phaeton. Car body welded with the CMT method [7]

Rys. 5. Stanowisko badawcze; a – oraz uchwyt, b – wykorzystywany podczas badań. 1- uchwyt spawalniczy, 2- robot IRP-6, 3- bufor spo-iwa, 4- butla z gazem osłonowym, 5- TransPulsSynegric 2700Fig. 5. Test stand; a – and a clamp, b – used during tests. 1 – welding holder, 2 – robot model IRP-6, 3 – buffer of filler metal,4 – cylinder with shielding gas, 5 – TransPulsSynegric 2700

stołem sterowanym cyfrowo. Proces spawania (wszystkimi metodami) realizowany był dzięki urządzeniu TransPulsSy-nergic 2700 firmy Fronius. Dzięki zrobotyzowaniu procesu połączenia wykonywane były we pełni powtarzalnych wa-runkach, co sprzyja miarodajnemu porównaniu i obiektywnej ocenie spoin. Na stole umieszczono uchwyt umożliwiający mocowanie blach. Uchwyt wyposażony został w podkładkę miedzianą, zaciski oraz belkę mocującą.

Dobór właściwych parametrów dla metody CMT jest trudny, jednakże firma Fronius postanowiła wyjść naprzeciw oczekiwaniom klientów i ułatwiła dobór najkorzystniejszych zmiennych. Wprowadzając do sterownika dane wejściowe, takie jak: metoda spawania, skład mieszanki gazowej, gru-bość oraz materiał łączony, urządzenie TransPulsSynergic automatycznie dobiera natężenie prądu, napięcie i długość łuku oraz prędkość i częstotliwość podawania drutu elektro-dowego. Podczas badań zastosowano:– drut elektrodowy OK Autrod 12.51 o średnicy 1 mm,– gaz ochronny Ar (80%) CO2 (20%).

Parametry zostały przedstawione w tablicy II.

Metodyka i analiza wyników badań

Ocenę makroskopową złączy przeprowadzano na mi-kroskopie stereoskopowym Olympus SZx 9 przy powięk-szeniu 6,3x oraz za pomocą aparatu cyfrowego Nikon Coolpix S10. Obserwacja obejmowała powierzchnię spoin, zarówno lica, jak i grani. Zwracano uwagę na zmiany w wy-glądzie spoin, szerokość strefy wpływu ciepła (SWC) oraz początek i zakończenie spoiny. W przypadku połączeń wykonywanych metodą CMT lico wykazuje gładki, jednoli-ty oraz powtarzalny zaokrąglony kształt. Charakterystycz-ną cechą spoin wykonanych za pomocą technologii CMT jest siodełkowaty wygląd lica na początku zajarzenia łuku. Wszystkie połączenia wykonane metodą CMT charaktery-zują się praktycznym brakiem odprysków, natomiast połą-czenia wykonane konwencjonalnymi metodami pokryte są ich znaczną ilością oraz przepaleniami. Badania mikrosko-powe prowadzono na zgładach metalograficznych wy-ciętych w płaszczyźnie prostopadłej do osi spoiny. Prze-top dolnej blachy w większości prób był nieznaczny, co również potwierdza współczynnik wymieszania (tabl. IV). Mały przetop może przyczynić się do wystąpienia wad spawalniczych takich jak np. przyklejenia. Próby spawa-nia metodą CMT wykazują mniejszą szerokość SWC, niż

a) b)


Tablica II. Zestawienie prób spawania, gdzie: V – prędkość spawania, a – odległość dyszy od blach, α – kąt pochylenia uchwytu, U – średnia wartość napięcia łuku, I – średnia wartość natężenia prądu, w.g. – wydatek gazowy, długość łuku – wprowadzona wartość w układzie sterowania (-30÷+30), metoda – wybrana metoda spawaniaTable II. List of welding tests, where: V – welding velocity, a – distance between a nozzle and sheets, α –angle of holder inclination, U – average value of arc voltage, I – average value of current intensity, w.g. – gas capacity, długość łuku – value introduced to the control system (-30 ÷ +30), metoda – welding method selected

w analogicznych spoinach wykonanych tradycyjnym łu-kiem zwarciowym oraz innych, wcześniej stosowanych (tj. Synergic, Puls Synergic). Spoiny wykonane technologią CMT w całym przekroju nie wykazują żadnych widocznych wad w postaci pęcherzy, mikropęknięć lub porowatości,

Rys. 6. Wykres statycznego rozciągania złączyFig. 6. Diagram of static bumping of joints

co również może wskazywać na poprawność ich wyko-nania. Badania wytrzymałościowe przeprowadzone zostały w celu sprawdzenia jakości połączeń. Kontrola wykonanych połączeń polegała na przeprowadzeniu statycznej próby roz-ciągania dla wcześniej wyciętych próbek. Podczas wykony-wania badań zostały zanotowane siły zerwania złączy oraz miejsce zerwania. Uzyskany przełom miał pokazać miejsce zerwania, ewentualnie grubość spoiny i wady w spoinie, a przede wszystkim przyklejenia (zauważalne braki wtopienia w materiał spawany). Próby statycznego rozciągania wy-konywane były na maszynie wytrzymałościowej INSTRON 1115 z zakresem siły do 10 kN, prędkością belki 1 mm/min, zakresem drogi 20 mm przy temperaturze 20°C.

Złącza wykonane metodą CMT zostały zniszczono poza spoiną, natomiast w przypadku próbki spawanej łukiem zwarciowym, wykonywanej metodą Puls Synergic (II2) ze-rwanie nastąpiło bezpośrednio w spoinie (rys. 7).

Badania mikrotwardości przeprowadzono na wybranych zgładach, stosując mikrotwardościomierz Leitz Wetzlar 8375 przy obciążeniu wgłębnika P = 100 g. Pomiar wykonany został metodą Vickersa. Badanie mikrotwardości przeprowadzo-

no na materiale rodzimym, SWC oraz bezpośrednio w spoinie, w stałych odstę-pach (0,15 mm). Na podsta-wie wyników badań zauwa-żono, że twardość złącza wzrasta w kierunku spoiny, co obrazuje wykres (rys. 8).

Największym problemem, jaki pojawił się podczas trwa-nia badań, był zaobserwo-wany mały przetop materiału dolnej blachy, przejawiający się niewielkim procentowym udziałem w stosunku do ca-łego złącza (współczynnik wymieszania na rys. 9).

W celu zwiększenia przetopu w procesie CMT modyfikowano jego para-metry m.in.: zmianą kątów nachylenia uchwytu spa-walniczego, modulacją na-pięcia i natężenia prądu, jak również zmianą odległości dyszy prądowej od mate-riału spawanego (parametr „a” w tablicy II). Jednakże dopiero modyfikacja warto-ści długości łuku spowodo-wała widoczne zwiększenie przetopu dolnej blachy oraz współczynnika wymieszania (z ok. 5% dla I 3 do ok. 9% dla III 2). Zauważono także różnice w liniach wtopienia górnej oraz dolnej blachy, co wskazuje na nierówny rozkład ciepła w spawaniu cienkich elementów złą-czami zakładkowymi i tym samym potwierdza wyniki badań mikrotwardości.


Tablica III. Przykłady makro- i mikrostruktury złączy wyko-nanych metodą CMTTable III. Examples of macrostructure and microstructure of joints formed with the CMT method

Rys. 7. Próbki po zerwaniu (II 2–u góry rysunku, III 2– u dołu rysunku) Fig. 7. Samples after break (II 2 – on the top of the figure, III 2 – on the bottom of the figure)

Rys. 8. Wykres mikrotwardości przykładowych złączy spawanychFig. 8. Diagram of microhardness of exemplary welded joints

Rys. 9. Spoina z oznaczeniami pomocnymi w obliczaniu współczyn-nika wymieszaniaFig. 9. Weld with denotations helpful in calculation of the mixing factor

Tablica IV. Wyniki pomiaru powierzchni spoiny oraz współ-czynnika wymieszania (wg wzoru 1), gdzie: dół – powierzch-nia przetopienia dolnej blachy w µm2, góra – powierzchnia przetopienia górnej blachy w µm2, całość – powierzchnia ca-łej spoiny w µm2, wymieszanie D – obliczony wsp. dla dolnej blachy, wymieszanie G – obliczony wsp. dla górnej blachyTable IV. Results of measurement of a weld surface and the mixing factor (according to formula 1), where: dół – area of joint penetration of the lower sheet in µm2, góra – area of joint penetration of the upper sheet in µm2, całość – area of the whole weld in µm2, wymieszanie D – calculated factor for the lower sheet, wymieszanie G – calculated factor for the upper sheet

W = C+(D+) 100%D

Literatura[1] Kochan: Audi moves forward with all-aluminium cars, As-

sembly Automation, nr 20/2000.[2] CMT: Cold Metal Transfer, materiały firmy Fronius, www.

fronius.com.[3] Cold Metal Transfer: The New Revolution in Digital

GMA Welding, www.robots4welding.com/articles.php (2007.11.27).

[4] Zhang H.T.: The arc characteristics and metal transfer be-havior of Cold Metal Transfer and its use in joining alumi-nium to zinc-coated steel, Materials Science and Enginee-ring A 499, 2005.

[5] Feng J. et al.: The CMT short circuiting metal transfer pro-cess and its use in thin aluminium sheets welding, J. Mater. Design (2008).

[6] Ferenc K.: Spawalnictwo, WNT, Warszawa 2007.[7] Materiały reklamowe firmy Volkswagen, www.volkswagen.

pl/modele/phaeton/.[8] Poradnik inżyniera, Spawalnictwo, T. 1, T. 2, WNT, War-

szawa 2005.

PodsumowanieZ przeprowadzonych badań wynika, że w porówna-

niu ze spawaniem MAG odmianą tradycyjną (wykony-waną łukiem zwarciowym) metoda CMT :– jest niskoenergetyczna,– jest bezodpryskowa,– charakteryzuje się dużą prędkością spawania,– umożliwia spawanie cienkich blach.

Istnieje jednak duże niebezpieczeństwo przyklejeń, szczególnie dla połączeń zakładkowych, gdzie uzyski-wano współczynnik wymieszania o wartości ok. 1%. Zwiększenie współczynnika wymieszania było możli-we wskutek zwiększenia długości łuku, dzięki czemu współczynnik wymieszania wzrósł do bezpiecznej war-tości, powyżej 5%.


Jan Godek

Pakietowanie ogniw litowo-jonowych metodą punktowego mikrozgrzewania rezystancyjnego

Joining lithium-ion batteries into packages using small scale resistance spot welding

StreszczenieW pracy zaprezentowano zagadnienia mikrozgrzewa-

nia punktowego SSRSW (Small Scale Resistance Spot Welding) oraz budowy i zastosowania ogniw litowo-jono-wych. Metodą inżynierii wstecznej (Reverse Engineering) poddano analizie kilka fabrycznych pakietów ogniw. Prze-prowadzono badania składu chemicznego wybranych ele-mentów oraz wykonano badania metalograficzne złączy (badania makro- i mikroskopowe).

Opracowano projekt specjalistycznej minizgrzewarki rezystancyjnej do pakietowania ogniw oraz zbudowano jej prototyp, który poddano testom. Wykonano serię prób-nych złączy, które zbadano pod kątem rezystancji i wytrzy-małości. Takim samym badaniom poddano złącza z orygi-nalnego pakietu ogniw. Pomiary wykazały, że rezystancje oraz średnice zgrzein eksperymentalnych odbiegają od rezystancji i średnic złączy oryginalnych. Sformułowano kierunki dalszych prac nad doskonaleniem systemu ste-rowania minizgrzewarki, które przyczynią się do poprawy właściwości uzyskiwanych zgrzein.

AbstractThis paper presents selected problems of small scale

resistance spot welding and the construction and usage of lithium-ion (Li-Ion) batteries. A few ready-made battery packages were examined with the help of reverse engi-neering. The chemical composition of selected elements was investigated and the joints underwent metallographi-cal examination (both macro- and microscopic).

A prototype of a small scale resistance welding machi-ne was designed for joining batteries into packages and the prototype was tested. A series of sample joints was made and tested for resistance and strength. A similar course of tests was administered to the original package. It was found that there is a difference between the sample and the original joints in the diameter and the levels of re-sistance. Suggestions are made for further developments in the welding machine controlling system to improve the quality of the joints.

Mgr inż. Jan Godek – Politechnika Warszawska.

Punktowe mikrozgrzewanie rezystancyjne

Pod pojęciem punktowego mikrozgrzewania rezystancyj-nego SSRSW rozumie się punktowe zgrzewanie rezystancyj-ne prowadzone w skali mikro. Zarówno wymiary łączonych elementów, jak i zgrzein są dużo mniejsze niż ma to miejsce podczas konwencjonalnego zgrzewania rezystancyjnego. W większości przypadków zgrzeiny mają średnice poniżej jed-nego milimetra. Mikrozgrzewanie charakteryzuje się ostrymi parametrami procesu, a więc stosunkowo wysokim natęże-niem prądu i bardzo krótkim czasem zgrzewania (mili- i mi-krosekundy). Dzięki takim parametrom łączone elementy nagrzewają się jedynie w miejscu docisku elektrod, a strefa wpływu ciepła jest bardzo mała. Wykonanie małej zgrzeiny wymaga doprowadzenia małej ilości energii, która jest szybko rozpraszana. Oznacza to, że proces mikrozgrzewania można wykorzystywać do łączenia ze sobą materiałów różniących

się, często znacznie, współczynnikiem rozszerzalności ciep-lnej. Nie zachodzi wówczas obawa powstania naprężeń ter-micznych, które często powodują pęknięcia. Mikrozgrzewa-nie znajduje zastosowanie w przypadkach, kiedy wymagana jest dobra jakość połączeń przy łączeniu bardzo małych ele-mentów, gdy występuje potrzeba łączenia wyrobów różnią-cych się grubością, składem chemicznym, właściwościami fizycznymi czy sposobem ukształtowania. Mikrozgrzewanie stosuje się w wielu zakładach produkcyjnych przemysłu elek-tronicznego, motoryzacyjnego i medycznego.

Ogniwa litowo-jonoweOdwracalne ogniwa (akumulatory) litowo-jonowe (Li-Ion)

są powszechnym źródłem energii elektrycznej stosowanym w urządzeniach przenośnych, począwszy od zabawek dla dzieci, telefonów komórkowych, sprzęt gospodarstwa domo-wego i elektronarzędzia, a kończąc na kamerach wideo, od-twarzaczach multimedialnych (mp3, mp4 itd.), laptopach czy rozrusznikach serca i aparatach słuchowych [2]. Ogniwa te swą popularność zawdzięczają możliwości magazynowania


dużej energii, wysokiemu napięciu znamionowemu, stosun-kowo dużej trwałości cyklicznej (do kilkuset cykli ładowania i rozładowania), brakowi efektu pamięci (ogniw tych nie trze-ba przed naładowaniem rozładować do końca) oraz możli-wości pracy w szerokim zakresie temperatury od -20°C do +50°C [3].

Aby osiągnąć parametry elektryczne wymagane przez zasilane urządzenie, ogniwa łączy się w pakiety. W artykule opisano przypadek pakietowania ogniw Li-Ion typu 18650. Pojedyncze ogniwo tego typu charakteryzuje się pojemnoś-cią ok. 2800 mAh (i więcej) oraz napięciem znamionowym 3,7 V.

W celu podwyższenia napięcia (siły elektromotorycznej SEM) stosuje się połączenia szeregowe (wówczas pojem-ność nie zmienia się), dla zwiększenia pojemności – połą-czenie równoległe (wówczas napięcie nie zmienia się) oraz połączenia mieszane szeregowo-równoległe, aby uzyskać wzrost obu parametrów.

Opis budowy ogniwa ograniczono do zaprezentowania najważniejszych jego elementów z punktu widzenia łącze-nia ogniw ze sobą (rys. 1). Ogniwo litowo-jonowe 18650 ma kształt cylindra o średnicy 18 mm i długości 65 mm. Biegun ujemny jest blaszaną puszką o wspomnianych wymiarach. Biegun dodatni to blaszana pokrywka o średnicy 16 mm przetłoczona w środku na średnicę 9 mm i głębokość 2 mm. Wewnątrz puszki znajdują się dwie elektrody i oddzielają-cy je separator. W celu zwiększenia powierzchni elektrod, a co za tym idzie pojemności ogniwa, elektrody mają kształt zwiniętych folii. Z elektrod wyprowadzone są połączenia elektryczne do obu biegunów ogniwa. Całość jest szczelnie zamknięta pokrywką. Z uwagi na możliwość uszkodzenia separatora i wystąpienia zwarcia między elektrodami, ogniw nie można narażać na działanie wysokiej temperatury. Stąd do ich łączenia nie można stosować lutowania, które wyma-ga, by łączone elementy, w tym przypadku puszka i pokryw-ka, nagrzały się do temperatury topnienia lutu.

Rys. 1. Budowa ogniwa litowo- jonowego [4] Fig. 1. Design of a lithium-ion battery [4]

Rys. 2. Ogniwa litowo-jonowe typu 18650: a – z konektorami, b – bez konektorów [5]Fig. 2. Li-Ion batteries of 18650 type: a – with connectors, b – wit-hout connectors [5]

Ogniwa litowo-jonowe 18650 produkowane są w dwóch odmianach: z konektorami w postaci cienkich blaszek (rys. 2a) oraz bez konektorów (rys. 2b).

Ogniwa mające konektory łączy się w dowolne pakiety przez lutowanie konektorów ze sobą. Metoda ta jest prosta i nie powoduje przeciążeń termicznych ogniw, gdyż w proce-sie lutowania nagrzewają się jedynie cienkie konektory, które szybko odprowadzają ciepło do otoczenia, nie przekazując go do ogniwa. Jednak tego typu ogniwa są rzadziej spoty-kane na rynku, a ich cena jest znacznie wyższa niż ogniw bez konektorów. Dlatego też ekonomicznie uzasadnione jest stosowanie ogniw bez konektorów.

Ogniwa bez konektorów łączy się w pakiet dwuetapowo. Pierwszy etap polega na połączeniu biegunów ogniw z bla-szanymi konektorami i tej technologii poświęcony jest ten ar-tykuł. W drugim etapie konektory lutuje się ze sobą, tworząc pakiet.

Analiza fabrycznych pakietów ogniwMetodą inżynierii wstecznej (Reverse Engineering) pod-

dano analizie kilkanaście fabrycznych pakietów ogniw wy-produkowanych przez jedną z czołowych firm światowych.

Materiałem blachy puszki jest czyste żelazo armco, jed-nostronnie niklowane. Warstwa ta, o grubości ok. 5 μm, za-bezpiecza ogniwo od zewnątrz przed skutkami korozji. Skład chemiczny materiału przedstawiono w tablicy I.

Tablica I. Skład chemiczny blachy puszki ogniwa Li-Ion typu 18650 (spektrometr AES)Table I. Chemical coposition of the metal sheet used in the 18650 Li-Ion battery can (AES spectrometer)

Fe C Si Mn P S Cr

99,5600 0,0081 0,0109 0,1832 0,0173 0,0021 0,0303

Mo Ni Al Co Cu Nb Ti

0,0062 0,0493 0,0384 0,0080 0,0102 0,0078 0,0020

V W Sn B Ca Zr As

0,0068 0,0230 0,0090 0,0016 <0,0001 0,0080 0,0170

Pokrywka została wykonana z chromowo-niklowej stali od-pornej na korozję x9Cr-Ni 18-8 (skład chemiczny podano w tablicy II), natomiast konektory wykonane są z czystego niklu.

Tablica II. Skład chemiczny blachy pokrywki ogniwa Li-Ion typu 18650Table II. Chemical coposition of the metal sheet used in the 18650 Li-Ion battery top cover

Fe C Si Mn Cr Mo Ni

71,380 0,095 0,310 0,230 14,990 <0,010 12,446

Al Co Cu Nb Ti V W

0,117 0,022 0,032 <0,005 0,001 0,051 <0,300

Na rysunku 3 przedstawiono przekrój typowej zgrzeiny łączącej puszkę z konektorem. Widoczna jest strefa wpływu ciepła, w której nastąpił rozrost ziarna materiału blachy pusz-ki. Podczas zgrzewania nie powstało ciekłe jądro zgrzeiny i nie nastąpiło wymieszanie materiałów łączonych.

a) b)


Rys. 3. Zgrzeina łącząca puszkę (blacha dolna) z konektorem (bla-cha górna). Traw. 3% nital, a następnie Mi28Fe wg [6], powiększenie 100x, grubość blach ~150 + ~300 μmFig. 3. Joint connecting the can (lower sheet) with the connector (up-per sheet). 3% nital and Mi28Fe etching acc. to [6], magnification ratio 100:1, sheet thickness ~150 + ~300 μm

Prototyp minizgrzewarki kondensatorowej

Opracowano projekt specjalistycznej minizgrzewarki re-zystancyjnej kondensatorowej do pakietowania ogniw oraz zbudowano jej prototyp, który następnie poddano testom. Konstrukcja minizgrzewarki jest przedmiotem przygotowy-wanego wniosku patentowego. Jej głowica zgrzewająca po-kazana jest na rysunku 4. Minizgrzewarka kondensatorowa nie umożliwia regulacji parametrów procesu w czasie rze-czywistym, jednak zapewnia krótkie impulsy prądowe i po-zwala na dokładną regulację prądu zgrzewania. Założono, że utrzymanie wysokich rygorów czystości oraz niezmiennej geometrii łączonych elementów i stałej siły docisku pozwo-li po kilku próbnych zgrzeinach dobrać prawidłową wartość prądu zgrzewania. Zachowanie tych wymogów jest koniecz-ne dla uzyskania powtarzalności wyników.

Minizgrzewarka przystosowana została do wykonywa-nia zgrzein jednostronnych dwupunktowych bez miedzianej podkładki przewodzącej prąd. Takie zgrzeiny wykonywane są w oryginalnych pakietach ogniw, gdzie w trakcie zgrze-wania konektor przyciskany jest przez elektrody do bieguna ogniwa, podczas gdy samo ogniwo oparte jest o sztywny izolator (rys. 5).

Rys. 4. Głowica zgrzewająca prototypu minizgrzewarkiFig. 4. Welding tip of the welding machine prototype

Wykonanie próbnej serii zgrzeinW oryginalnych pakietach ogniw występują dwa rodza-

je połączeń: konektor – pokrywka oraz konektor – puszka. W artykule opisano łączenie w pakiety ogniw Li-Ion nie ma-jących fabrycznie zamontowanych konektorów. Podjęto pró-bę wykorzystania w charakterze materiału konektora blachy z żelaza armco. W związku z tym występowały dwa rodzaje konektorów: konektor 1 – oryginalny oraz konektor 2 – wy-konany z blachy z żelaza armco. W ramach badań, poza połączeniami konektor 1 – pokrywka i konektor 1 – puszka, wykonano również eksperymentalne połączenia konektor 2 – pokrywka oraz konektor 2 – puszka. W tablicy III przed-stawiono wszystkie cztery kombinacje łączonych ze sobą materiałów.

Tablicy. III. Kombinacje łączonych materiałów zastosowane podczas badańTable III. Combinations of the materials used in the tests

Złącze 1 2 3 4

Nazwa ele-mentu

kone

ktor

1

pusz

ka

kone

ktor

1

pokr

ywka

kone

ktor

2

pusz

ka

kone

ktor

2

pokr

ywka

Grubość, µm 150 300 150 400 300 300 300 400

Blachy materiałów zastosowanych na konektory i puszkę zostały pocięte na paski o wymiarach 5 x 25 mm, natomiast materiał pokrywki był zgrzewany w oryginalnym kształcie. Łączone elementy były umieszczone na porcelanowym izo-latorze.

Podczas zgrzewania w siłowniku pneumatycznym utrzy-mywano ciśnienie o wartości 0,7 MPa, co odpowiada sile docisku ok. 220 N. Rozstaw elektrod wynosił 2 mm, a czas zgrzewania 0,3 s. Odległość pomiędzy czubkami elektrod a porcelanową podkładką wynosiła 3 mm. Tak mała odle-głość ograniczała impet uderzeń elektrod o łączone elemen-ty, zabezpieczając czoła elektrod przed rozklepywaniem. Celem zachowania powtarzalności warunków zgrzewania po każdej wykonanej zgrzeinie elektrody czyszczono bardzo drobnym papierem ściernym (ziarnistość 1000). Ponieważ materiał puszki był niklowany tylko jednostronnie (od ze-wnętrznej strony ogniwa), wszystkie połączenia z użyciem tego materiału były wykonywane tak, by strona niklowana stykała się z drugim elementem łączonym.

Podczas zgrzewania stosowano cztery wartości napięcia ładowania kondensatorów (A, B, C, D, przy czym A<B<C<D). Poniżej napięcia A zgrzeiny nie powstawały, a elementy łą-czone nawet nie przyklejały się do siebie. Podczas zgrze-wania obserwowano zjawisko przyklejania się elektrod do materiału łączonego. Wraz ze wzrostem napięcia ładowania kondensatorów efekt ten nasilał się (rys. 5).

Rys. 5. Przyklejanie się elektrod do zgrzewanych elementów Fig. 5. Sticking of the electro-des to the elements welded


Na rysunkach 6÷9 przedstawiono wybrane zgrzeiny 4 serii próbnych złączy. Każda seria zawiera inny rodzaj po-łączeń. W ramach jednej serii wykonano po cztery zgrzeiny dla rosnących wartości napięcia ładowania kondensatorów: A, B, C, D. Łącznie wykonano 48 zgrzein.

Rys. 6. Pow. 10x. Złącza konektor 1 – pokrywka wykonane przy róż-nych napięciach ładowania kondensatorów: a – A, próbka nr 38; b – B, próbka nr 41; c – C, próbka nr 45; d – D, próbka nr 46Fig. 6. Magnification ratio 10:1. Connector 1 – top cover joints ob-tained with different voltage levels in the capacitor: a – A, sample 38; b – B, sample 41; c – C, sample 45; d – D, sample 46

Rys. 7. Pow. 10x. Złącza konektor 1 – puszka wykonane przy róż-nych napięciach ładowania kondensatorów: a – A próbka nr 26; b – B próbka nr 28; c – C, próbka nr 33; d – D, próbka nr 36Fig. 7. Magnification ratio 10:1. Connector 1 – can joints obtained with different voltage levels in the capacitor: a – A, sample 26; b – B, sample 28; c – C, sample 33; d – D, sample 36

Rys. 8. Pow. 10x. Złącza konektor 2 - pokrywka wykonane przy różnych napięciach ładowania kondensatorów: a – A próbka nr 13; b – B próbka nr 16; c – C, próbka nr 19; d – D, próbka nr 22Fig. 8. Magnification ratio 10:1. Connector 2 – top cover joints ob-tained with different voltage levels in the capacitor: a – A, sample 13; b – B, sample 16; c – C, sample 19; d – D, sample 22

Rys. 9. Pow. 10x. Złącza konektor 2 – puszka wykonane przy róż-nych napięciach ładowania kondensatorów: a – A, próbka nr 2; b – B, próbka nr 5; c – C, próbka nr 8; d – D, próbka nr 11Fig. 9. Magnification ratio 10:1. Connector 2 – can joints obtained with different voltage levels in the capacitor: a – A, sample 2; b – B, sample 5; c – C, sample 8; d – D, sample 11

Badania zgrzeinBadania zgrzein polegały na porównaniu dwóch parame-

trów (rezystancji i średnicy) zgrzein eksperymentalnych uzy-skanych przy użyciu prototypu minizgrzewarki oraz zgrzein występujących w oryginalnym pakiecie ogniw. Porównanie

to miało określić czy, a jeżeli tak to na ile, zgrzeiny uzyskiwa-ne przy użyciu prototypu odbiegają parametrami od zgrzein oryginalnych, oraz czy istnieje możliwość zastąpienia mate-riału oryginalnych konektorów blachą z żelaza armco.

Jako kryterium oceny jakości zgrzein obrano w pierw-szej kolejności wartość rezystancji połączenia, a następnie średnicę uzyskaną w próbie wyłuskiwania. Taka kolejność wynika z przeznaczenia tych złączy. Głównym ich zadaniem jest przewodzenie prądu elektrycznego. Sztywna konstruk-cja obudowy pakietu ogniw sprawia, że złącza te przenoszą znikome obciążenia mechaniczne.

Pomiar rezystancji połączeńBadania rezystancji wykonano na oscyloskopie Hewlett

Packard model 4284A. Częstotliwość prądu wynosiła 1 kHz, a napięcie 0,13 mV. Błąd pomiaru oszacowano na ±5%. Wy-niki pomiarów złączy oryginalnych przedstawiono w tablicy IV, a wyniki pomiarów eksperymentalnych zawiera tablica V.

Tablica IV. Rezystancje złączy oryginalnychTable IV. Original joints resistance values

Numerzgrzeiny 1 2 3 4 5 6 7

Śred-nia

Rezystancja połączenia pokrywka

– konektor 1, mΩ

2,24 3,15 2,14 2,36 0,89 2,58 4,38 2,53

Rezystancja połączenia

puszka – ko-nektor 1, mΩ

1,29 0,78 0,88 1,82 2,71 2,01 1,04 1,50

Na podstawie wyników pomiarów rezystancji złączy eks-perymentalnych wykonano wykres U(R) (rys. 10). W więk-szości przypadków wraz ze wzrostem wartości napięcia ła-dowania kondensatorów rezystancja połączeń spada. Tylko w przypadku połączenia konektor 2 – puszka (armco – ar-mco) zaobserwowano odwrotną zależność.

Rys. 10. Zależności rezystancji złączy od wartości napięcia ładowa-nia kondensatorówFig. 10. Influence of voltage value in the capacitor on joints resi-stance


Pomiar średnicPo pomiarze rezystancji wszystkie połączenia zostały pod-

dane próbie wyłuskiwania. Niektóre połączenia nie przeszły tej próby, gdyż łączone elementy uległy jedynie przyklejeniu. Pomiarów średnic zgrzein dokonano na stanowisku mikrosko-powym przy powiększeniu 10x. Wyniki pomiarów średnic i re-zystancji złączy próbnych ujęto w tablicy V, a wyniki pomiarów średnic złączy oryginalnych zawiera tablica VI.

W tablicy V pola zawierające znak „-” oznaczają brak zgrzein (łączone elementy jedynie przykleiły się do siebie). Porównując tablice V i VI stwierdzono, że średnice złączy eksperymentalnych są kilkakrotnie większe od analogicz-nych średnic złączy oryginalnych.

Rysunki 11÷14 przedstawiają złącza pokazane uprzed-nio na rysunkach 6÷9, po próbie wyłuskiwania. Jak wynika z rysunku 15, dla wszystkich czterech rodzajów połączeń wzrost wartości napięcia ładowania kondensatorów, a co za tym idzie wzrost natężenia prądu zgrzewania, powoduje wzrost średnic zgrzein.

Na podstawie wyników pomiarów rezystancji oraz obser-wacji złączy po próbie wyłuskiwania stwierdzono, że lepszą zgrzewalność wykazują konektor 2 z pokrywką i konektor 2 z puszką niż oryginalny konektor 1 z pokrywką lub puszką.

Rys. 11. Pow. 10x. Złącza konektor 1 – pokrywka po próbie wyłu-skiwania. Napięcie ładowania kondensatorów: a – A, próbka nr 38; b – B, próbka nr 41; c – C, próbka nr 45; d – D, próbka nr 46Fig. 11. Magnification ratio 10:1. Connector 1 – top cover after shel-ling. Voltage levels in the capacitor: a – A, sample 38; b – B, sample 41; c – C, sample 45; d – D, sample 46

Rys. 12. Pow. 10x. Złącza konektor 1 - puszka po próbie wyłuski-wania. Napięcie ładowania kondensatorów: a – A, próbka nr 26; b – B, próbka nr 28; c – C, próbka nr 33; d – D próbka nr 36Fig. 12. Magnification ratio 10:1. Connector 1 – can after shelling. Voltage levels in the capacitor: a – A, sample 26; b – B, sample 28; c – C, sample 33; d – D, sample 36

Rys. 13. Pow. 10x. Złącza konektor 2 - pokrywka po próbie wyłuski-wania. Napięcie ładowania kondensatorów: a – A próbka nr 13; b – B próbka nr 16; c – C próbka nr 19; d – D próbka nr 22Fig. 13. Magnification ratio 10:1. Connector 2 – top cover after shel-ling. Voltage levels in the capacitor: a – A sample 13; b – B sample 16; c – C sample 19; d – D sample 22

Rys. 14. Pow. 10x. Złącza konektor 2 - puszka po próbie wyłu-skiwania. Napięcie ładowania kondensatorów: a – A, próbka nr 2; b – B, próbka nr 5; c – C, próbka nr 8; d – D, próbka nr 11.Fig. 14. Magnification ratio 10:1. Connector 2 – can after shelling. Voltage levels in the capacitor: a – A, sample 2; b – B, sample 5; c – C, sample 8; d – D, sample 11.

puszka – konektor 2 pokrywka – konektor 2 puszka – konektor 1 pokrywka – konektor 1

1 2 3 średnia 1 2 3 średnia 1 2 3 średnia 1 2 3 średnia

U = A V

R, mΩ 1,94 2,37 1,32 1,88 4,37 4,60 6,41 5,13 2,22 2,13 2,60 2,32 4,93 5,00 7,00 5,64

D, mm - 0,72 0,71 0,71 1,68 - 1,54 1,61 - - - - - - - -

U = B V

R, Ω 1,58 1,38 2,00 1,65 4,97 6,80 5,73 5,83 3,33 3,11 1,32 2,59 1,99 2,72 3,98 2,90

D, mm 1,59 1,44 0,95 1,33 2,07 2,01 1,79 1,96 - - - - 0,65 - 1,23 0,94

U = C V

R, Ω 2,34 2,08 1,69 2,04 6,68 6,32 4,12 5,71 3,78 3,04 1,19 2,67 4,23 3,70 3,23 3,72

D, mm 1,45 1,43 1,53 1,47 2,29 1,72 2,15 2,05 1,03 1,15 1,06 1,08 1,72 1,50 1,56 1,59

U = D V

R, Ω 2,84 3,58 1,98 2,80 4,16 3,37 3,96 3,83 2,04 2,49 2,16 2,23 4,04 3,11 3,44 3,53

D, mm 1,53 2,14 1,59 1,76 2,25 2,48 1,79 2,17 2,24 1,56 1,53 1,78 1,89 1,95 1,82 1,88

Numer zgrzeiny 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 Śred-nia

konektor 1 – po-krywka

0,77 0,68 0,59 0,59 0,56 0,60 0,72 0,62 0,69 0,59 0,61 0,68 0,64 0,67 0,78 0,63 0,63 0,57 0,56 0,69 0,64

konektor 1 – puszka 0,33 0,46 0,40 0,57 0,52 0,54 0,58 0,59 0,52 0,67 0,64 0,61 0,65 0,56 0,55 0,48 0,55 0,45 0,48 0,57 0,54

Tablica V. Rezystancje R i średnice d złączy próbnych w funkcji napięcia ładowania kondensatorów (A<B<C<D)Table V. Influence of voltage value in the capacitor (A<B<C<D) on resistance values R and joint diameters d

Tablica VI. Średnice złączy występujących w oryginalnych pakietach ogniwTable VI. Original joints diameter


Rys. 15. Zależność średnic zgrzein eksperymen-talnych od napięcia ładowania kondensatorów.Fig. 15. Influence of voltage level in the capacitor on sample joint diameter

WnioskiMikrozgrzewanie rezystancyjne znacząco różni się

od klasycznego zgrzewania oporowego. Oprócz skali i wartości parametrów procesu zasadniczą różnicą jest mechanizm powstawania połączenia. Z powodu bardzo krótkiego czasu zgrzewania istnieją poważne trudności z identyfikacją zjawisk odpowiedzialnych za powstanie połączenia. Mikroskopowa analiza zgładów zgrzein wykazuje, że połączenia powstają bez przetopienia lub z bardzo niewielkim przetopieniem materiału elementów łączonych. Przy tak krótkich czasach zgrzewania trud-no jest mówić o dyfuzji, czyli transporcie masy. Badania nad mechanizmem powstawania połączeń w procesie mikrozgrzewania wciąż trwają.

Mikrozgrzewanie oporowe jest optymalną metodą łą-czenia ogniw litowo-jonowych w pakiety. Proces ten za-pewnia uzyskiwanie w krótkim czasie wytrzymałych po-łączeń przy prawie całkowitym wyeliminowaniu wpływu ciepła na łączone elementy. Dodatkową zaletą procesu

Literatura[1] Godek J.: Pakietowanie zespołów ogniw litowo-jono-

wych, praca dyplomowa magisterska, promotor Sen-kara J., Politechnika Warszawska 2009.

[2] Czerwiński A.: Akumulatory baterie ogniwa, WKŁ, Warszawa 2005.

jest możliwość łączenia ze sobą materiałów różniących się między sobą, często znacznie, geometrią oraz właś-ciwościami fizycznymi.

Zbudowany prototyp minizgrzewarki działał prawid-łowo. Większość połączeń powstała jednak w wyniku stopienia materiału elementów łączonych, dlatego bliżej im do zgrzewania konwencjonalnego niż do mikrozgrze-wania.

Na podstawie porównania wyników pomiarów rezy-stancji oraz średnic zgrzein po próbie wyłuskiwania, dla połączeń eksperymentalnych oraz połączeń oryginalnych stwierdzono, że średnice złączy eksperymentalnych są średnio 3x większe od średnic złączy oryginalnych. Po-dobnie jest z rezystancją połączeń.

Przewiduje się, że dalsze prace badawcze nad proto-typem minizgrzewarki, w szczególności te ukierunkowa-ne na system sterowania, przyczynią się do polepszenia jakości uzyskiwanych połączeń.

[3] Kiehneehne H.A.: Battery Technology Handbook, Expert Verlag, Nowy Jork 2003.

[4] http://www.wamtechnik.com.pl[5] http://www.rowi.pl[6] PN-H-04503:1961 Odczynniki do badania mikro-

struktury stopów żelaza.

www.pspaw.ps.pl


Krzysztof Skrzyniecki Paweł CegielskiAndrzej KolasaArkadiusz Krajewski

Kompatybilność elektromagnetyczna spawalniczych źródeł energii elektrycznej

electromagnetic compatibility of power supplies for arc welding

StreszczenieKompatybilność elektromagnetyczna jest często koja-

rzona jedynie z zakłóceniami radiowymi. Istotnym czyn-nikiem kompatybilności elektromagnetycznej jest również generowanie przez urządzenia składowych harmonicz-nych prądu i napięcia, które mają wpływ na sieć zasilają-cą, i mogą być przyczyną znacznych strat w dostarczanej energii. Dopuszczalne zakresy generowanych zakłóceń zdefiniowane są w normach polskich i europejskich, które ze względu na szybki rozwój urządzeń elektrotechnicz-nych są często aktualizowane. W artykule przedstawiono wyniki badań porównawczych zakłóceń generowanych przez wybrane urządzenia spawalnicze, począwszy od źródła transformatorowego, przez inwertorowe urządze-nia hobbystyczne i warsztatowe, aż po profesjonalne urządzenia przemysłowe.

AbstractThe electromagnetic compatibility of any electric de-

vices is often though as electromagnetic noise disturbing the radio frequency waves. However, of the same impor-tance there are disturbances in the form of voltage higher harmonics transmitted directly to the supplying mains. These may caused many problems concerning the quali-ty of mains voltage. The acceptance limits of noises and disturbances generated by any electrical appliances and apparatus including welding power sources are specified in both the PN and the EN standards.

Some results of experimental studies on voltage disturbances generated by various arc welding power so-urces such as welding transformer, welding inverters for both hobby and industrial application are presented in this paper.

Mgr inż. Krzysztof Skrzyniecki, dr inż. Paweł Ce-gielski, dr hab. inż. Andrzej Kolasa prof. PW, dr inż. Arkadiusz Krajewski – Politechnika Warszawska.

WstępNa przestrzeni ostatnich lat zaobserwować można

dynamiczny rozwój urządzeń spawalniczych. Popularne urządzenia transformatorowe są stopniowo wypierane przez coraz to nowsze urządzenia prostownikowe oraz in-wertorowe. Nowe urządzenia mają wiele zalet, są mniejsze i lżejsze, mają możliwość płynnej regulacji wielu parame-trów spawania, lub korzystania z predefiniowanych zesta-wów parametrów. Wprowadzają nowe metody spawania CMT, STT. Umożliwiają łączenie elementów w konfigura-cjach materiałów, gabarytów i kształtów niedostępnych wcześniej. Wzrosła także uniwersalność urządzeń, które w zależności od podłączenia mogą zostać wykorzystane do metod MIG/MAG, TIG, PowerMode, CMT, czy STT. Zasto-sowanie urządzeń inwertorowych ułatwia pracę zarówno spawaczom, jak i technologom [1÷3]. Jednak pomimo wie-lu zalet, zastosowanie urządzeń inwertorowych wiąże się z pewnymi niedogodnościami związanymi z kompatybil-nością elektromagnetyczną. O ile urządzenia te są w mia-rę odporne na zakłócenia przychodzące z sieci, to same

stają się źródłem zaburzeń. Skutki tego mogą być nastę-pujące:– ekonomiczne – straty energii, konieczność instalowania

dodatkowych urządzeń minimalizujących zakłócenia;– techniczne – zakłócenia pracy innych urządzeń, dobór

odpowiednich zabezpieczeń, nadmierne obciążanie przewodów przyłączeniowych;

– ergonomiczne – migotanie światła.Problem zakłóceń nie pojawił się jednak wraz z urządze-

niami wykorzystującymi półprzewodniki. Zasilacze trans-formatorowe także wprowadzały zaburzenia, w chwili za-łączenia pracują praktycznie na zwarciu. Prąd rozruchowy jest znacznie większy niż wartości znamionowe i w pewnych konfiguracjach zależy istotnie od chwili włączenia. Czas tego impulsu prądowego jest krótki, ale może spowodować zadziałanie zabezpieczeń, które muszą być odpowiednio szybkie. Także sama praca transformatora ma charakter nieliniowy ze względu na nasycanie rdzenia, co jest przyczy-ną występowania harmonicznych.

Swój wkład w powstawanie zakłóceń ma również sam proces spawania. Jarzenie się łuku spawalniczego generu-je promieniowanie elektromagnetyczne oraz jest zmiennym w czasie obciążeniem dla sieci. W urządzeniach inwertoro-wych prąd płynący w łuku jest złożony z impulsów o dużej częstotliwości. Przewody doprowadzające prąd do elektrody stają się swoistą anteną rozprzestrzeniającą fale elektro-magnetyczne.


ZakłóceniaKompatybilność elektromagnetyczną rozważać można

na kilku poziomach [4÷7]: – podatność na zakłócenia i emisja zakłóceń,– zakłócenia rozprzestrzeniane przez promieniowanie

elektromagnetyczne oraz zakłócenia przewodowe.W dalszych rozważaniach skoncentrowano się na emisji

zakłóceń przez przewody przyłączeniowe. Z punktu widze-nia efektywności ekonomicznej istotne są straty mocy. Moc w obwodach nieliniowych bywa przedstawiana w postaci czworościanu mocy, wyrażonej wzorem:

S2 = P2 + Q2 + D2 (1)

jako rozszerzenie trójkąta mocy o moc deformacji, gdzie: S – moc pozorna, P – moc czynna – moc faktycznie zużyta na pracę danego urządzenia, Q – moc bierna – moc, która przepły-wa pomiędzy siecią a odbiornikiem i z powrotem, powodująca straty, D – moc deformacji – moc wynikająca z pobierania odkształconych przebiegów, także powodująca straty.

Spośród trzech składników sumy aż dwa są odpowie-dzialne za straty [8, 9].

Do analizy przebiegów odkształconych stosowana jest transformata Fouriera. Pozwala ona na zapisanie dowolnego przebiegu okresowego prądu lub napięcia jako sumy sygna-łów sinusoidalnych o częstotliwościach będących wielokrot-nością częstotliwości podstawowej, o różnych amplitudach i fazach. Przykładowo, na rysunku 1 przedstawiono napię-cie na wyjściu mostka Graetza i odpowiadające mu wartości składowych harmonicznych.

Rozkładu na szereg Fouriera dokonuje się na podstawie analizy pojedynczego okresu dla częstotliwości podstawo-wej (głównie dla częstotliwości zasilania 50 Hz) ze wzorów:

(2)

(3)

(4)

(5)

Dla każdej otrzymanej w ten sposób harmonicznej moż-na wyznaczyć wartości skuteczne i moc. Impedancja ele-mentów zależy od częstotliwości zasilania. Może okazać się, że obecność pewnej harmonicznej powoduje rezonans. Prądy harmoniczne sumują się w przewodzie neutralnym, co może doprowadzić do jego przegrzania. Szczególnie często ma to miejsce w układach trójfazowych o dużych zawartoś-ciach trzeciej harmonicznej oraz wielokrotnościach trzeciej harmonicznej.

Do opisu zawartości harmonicznych stosowanych jest kilka parametrów, głównym jest współczynnik zawartości harmonicznych (THD–Total Harmonic Distortion). Norma [10] podaje warunki na zawartość harmonicznych do rzędu H = 50.

Rys. 1. Przebieg napięcia na wyjściu mostka Graetza i odpowiadają-ce mu wartości harmonicznychFig. 1. Voltage wave-form at the Graetz bridge output and values of harmonics corresponding to it

(6)

gdzie: Q – prąd lub napięcie, Q1 – wartość skuteczna harmonicznej podstawowej, h – numer harmonicznej, Qh – wartość skuteczna ko-lejnej harmonicznej.

Obciążenie urządzeń bywa zmienne w czasie, szczegól-nie obciążenie urządzeń spawalniczych. Także inne urzą-dzenia powodują niejednostajne obciążenie sieci, co jest przyczyną np. zjawiska migotania światła.

W takich przypadkach pojawiają się częstotliwości niż-sze od częstotliwości zasilania 50 Hz, tzw. subharmonicz-ne. Aby mogły zostać wykryte przez analizę Fouriera, na-leży zastosować odpowiednio dłuższy okres analizy. Dla f = 50 Hz okres analizy wynosi 0,02 s, a gdy wydłuży się go dwukrotnie, możliwe będzie wychwycenie częstotliwości dwukrotnie mniejszych, czyli 25 Hz.

Analiza Fouriera w odniesieniu tylko do częstotliwości podstawowej zasilania, w przypadku gdy występują sub-harmoniczne, prowadzi do pewnych przekłamań. Przykła-dowo napięcie zasilania 230 V z nałożoną subharmoniczną o amplitudzie 20 V i częstotliwości 12,5 Hz przedstawiono na rysunku 2. Wizualnie nie różni się od sinusoidy, jednak jego analiza może prowadzić do pewnych rozbieżności.

Na rysunku 2 numery poszczególnych harmonicznych odpowiadają następującym częstotliwościom:

1 harmoniczna – >50 Hz, 2 – > 100 Hz, 3 – > 150 Hz,4 – > 200 Hz.Oprócz oczywistej pierwszej harmonicznej 50 Hz po-

jawiają się wartości dla harmonicznych drugiej, trzeciej i czwartej, czyli składowe o częstotliwościach 100, 150, 200 Hz, które w analizowanym przebiegu faktycznie nie wystę-pują. Jednak, gdy ten sam przebieg zostanie przeanalizowa-ny dla czterokrotnie dłuższego okresu podstawowego, wynik będzie dokładniejszy (rys. 3).

Rys. 2. Przebieg napięcia zasilania odkształcony przez subharmo-niczną i rozkład jego harmonicznychFig. 2. Supply voltage wave-form deformed by the subharmonic and distribution of its harmonics


W tym przypadku wynikiem są harmoniczne o częstotli-wościach 50 Hz i 12,5 Hz, tzn. dokładnie takie jak zasymulo-wano na przebiegu z rysunku 2.

Pewną niedogodnością stosowania transformaty Fourie-ra jest konieczność założenia, że przebiegi są okresowe. Próba rekonstrukcji sygnału na podstawie analizy Fouriera z częstotliwością podstawową 50 Hz da wyniki różne od ory-ginalnego przebiegu (rys. 4). Przebieg oryginalny różni się od przebiegu zrekonstruowanego na podstawie transforma-ty Fouriera dla częstotliwości podstawowej 50 Hz.

W praktycznych pomiarach określenie, jaka powinna być częstotliwość podstawowa poddana analizie Fouriera, może okazać się trudnym zadaniem.

Analiza Fouriera wielu okresów częstotliwości podstawo-wej zasilania przynosi jeszcze jedną korzyść. Na rysunku 3 kolejne harmoniczne odpowiadają częstotliwościom:

1 – > 12,52 – > 253 – > 37,54 – > 50 częstotliwość sieci f05 – > 62,5 = 1,25 f06 – > 75 = 1,5 f07 – > 87,5 = 1,75 f08 – > 100 ...Pozwala to wychwycić częstotliwości nie będące cał-

kowitą wielokrotnością częstotliwości podstawowej, tzw. interharmoniczne. W przypadku występowania interharmo-nicznych THD wyznaczane jest jako stosunek wartości sku-tecznej sygnału bez pierwszej harmoniczej w stosunku do pierwszej harmonicznej:

(7)

Norma [10] pośród głównych przyczyn powstawania sub-harmonicznych i interharmoniczych wymienia pracę urzą-dzeń spawalniczych zarówno ze względu na sam proces spawania, jak i na pracę przekształtników.

Rys. 3. Wynik analizy przebiegu z rysunku 2 dla podstawowej czę-stotliwości 12,5 HzFig. 3. Result of analysis of the wave-form shown in Fig. 2 for the fundamental frequency of 12.5 Hz

Rys. 4. Różnica pomiędzy sygnałem oryginalnym a zrekonstruowa-nym na podstawie analizy Fouriera przy niewłaściwie dobranej czę-stotliwości podstawowejFig. 4. Difference between the original signal and that reconstructed on the basis of the Fourier analysis at improperly selected fundamen-tal frequency

BadaniaDo badania wpływu spawalniczych źródeł energii do sieci

energetycznej użyto uniwersalnego trójfazowego analizatora jakości energii z rejestratorem zakłóceń – urządzenie firmy LEM, model Analyst 3Q. Urządzenie to zostało skonstruo-wane do pomiaru jakości energii elektrycznej, pozwala ono zmierzyć następujący zestaw parametrów mających wpływ na jakość energii, zgodnie z normą EN50160 (zgodność z PN-EN50160) – są to następujące składniki:– wartości średnie skuteczne napięcia (RMS),– zapady, przepięcia,– harmoniczne,– migotanie,– asymetryczność sieci,– częstotliwość.

Zmierzone parametry mogą być zapisywane i wyświetla-ne w postaci wykresów funkcji czasu na ekranie przyrządu, można je przenieść do komputera PC w celu dalszej obrób-ki, analizy i archiwizacji. Interfejs RS 232, wykorzystywany do transmisji danych, może służyć do wewnętrznego uak-tualniania oprogramowania. Można także mierzyć każdy z parametrów oddzielnie, wybierając odpowiednią funkcję przełącznikiem obrotowym. Jest możliwość pomiaru mocy czynnej, mocy biernej, mocy pozornej, współczynnika mocy i kątów fazowych.

Urządzenie Analyst 3Q wyświetla m.in. syntetyczny ra-port (funkcja Quick View) zgodności z normą PN-EN 50160, na ekranie zaznaczony jest limit dla każdego parametru.

Urządzenie oferuje wiele możliwości pomiaru. Rejestruje parametry sieci z zadanym interwałem i wyświetla statystyki z całego okresu pomiaru. Zapisuje dane o różnych zdarze-niach w sieci, m.in. zapady i zaniki napięcia. Oferuje analizę Fouriera przebiegów prądu i napięcia, jednak tylko dla wielo-krotności częstotliwości 50 Hz. Umożliwia pomiar migotania światła, który jest pośrednio pomiarem subharmonicznych częstotliwości mniejszych niż 50 Hz, jednak umożliwia je-dynie ogólne oszacowanie występowania niższych częstotli-wości. Możliwe jest także zapisanie do 50 zrzutów ekranu.

Rys. 5. Widok przyrzą-du pomiarowego Ana-lyst 3QFig. 5. View of the Analyst 3Q measuring instrument

Rys. 6. Przykładowy widok ekranu przedsta-wiający szybki podgląd najważniejszych para-metrów sieciFig. 6. Example of view of the screen presen-ting quick preview of the most important pa-rameters of the mains


Tablica I. Przebiegi prądów i napięć badanych urządzeńTable I. Wave-forms of electric currents and voltages of the equipment tested

Badane urządzenie Stan jałowy urządzenia Pomiar przy obciążeniu statycznym 100 A

Urządzenie inwertorowe jednofazowe (hobbystyczne)

Urządzenie transformatorowe

Urządzenie inwertorowe trójfazowe (profesjonalne)

Przeprowadzono badania kilku typów urządzeń spawal-niczych od najprostszych amatorskich urządzeń inwertero-wych po zaawansowane urządzenia profesjonalne. Dla po-równania badano także urządzenie transformatorowe.

Urządzenie pomiarowe rejestruje i wyświetla jeden okres przebiegu prądu i napięcia, co uniemożliwia analizę zarówno subharmonicznych, jak i interharmonicznych. Daje natomiast

obraz odkształceń prądu pobieranego przez urządzenia za-równo w stanie jałowym, jak i przy statycznym obciążeniu (tabl. I). Nie ma możliwości pomiaru przy dynamicznie zmie-niającym się obciążeniu. Każde z badanych urządzeń wy-kazywało silne cechy nieliniowości, pobierając znacznie od-kształcone prądy nawet w stanie jałowym. Najlepsze właś-ciwości w tym zakresie ma urządzenie trójfazowe. Analiza

Tablica II. Składowe harmoniczne napięciaTable II. Harmonic components of the voltage




Urządzenie inwertorowe trójfazowe (profe-sjonalne)


Tablica III. Wyniki pomiarów harmonicznych prąduTable III. Results of electric current harmonic measurements




Urządzenie inwertorowe trójfazowe (profesjonalne)

WnioskiW ostatnim czasie coraz więcej uwagi poświęcane

jest zagadnieniom jakości energii zasilającej oraz nie-korzystnego wpływu niektórych odbiorników na sieć zasilającą. Powszechnie przytaczaną wadą inwertorów spawalniczych jest duży poziom zakłóceń elektromagne-tycznych generowanych w układach falownika wysokiej częstotliwości, przechodzących do połączonych z nimi galwanicznie sieci energetycznych. Wewnętrzne prze-twarzanie energii o wysokiej częstotliwości (powyżej 50 kHz) i brak galwanicznego odseparowania od sieci za-silającej powoduje znaczne zakłócenia wprowadzane do sieci energetycznej, szczególnie w zakresie harmonicz-nych prądu [11].

Poziomy harmonicznych emitowane przez zasilacze spawalnicze uwarunkowane są budową wewnętrzną urządzeń. Priorytetem dla konstrukcji źródeł spawalni-czych są niewątpliwie wysokie osiągi technologiczne oraz parametry użyteczne – wymiary, masa. Należy jed-nak zwrócić większą uwagę na wpływ tych urządzeń na

sieć, szczególnie w przypadku, gdy wiele urządzeń pra-cuje równocześnie.

Ilość harmonicznych prądu w szeregu zakłóceń wprowadzanych do sieci energetycznej zaczyna wska-zywać na to, że ich udział jest znaczny i mają kluczowe znaczenie. Wskazana jest bardziej szczegółowa analiza subharmonicznych i interharmonicznych, ich zawartości oraz wpływu na sieć. Istotnym zagadnieniem jest także współpraca urządzeń spawalniczych z układami minima-lizującymi zakłócenia, filtrami aktywnymi.

Problem harmonicznych, ich detekcji, eliminacji i filtracji staje się przedmiotem zainteresowania zarówno konstruk-torów, jak i użytkowników urządzeń spawalniczych, gdyż negatywne skutki występowania wyższych harmonicz-nych są widoczne we wszystkich gałęziach przemysłu.

Wpływ na jakość energii dla ogółu odbiorców mają sami odbiorcy. Sprawna detekcja parametrów sieci może być realizowana przez rejestratory pozwalające na bieżą-co monitorować zniekształcenia wprowadzane do sieci.

harmonicznych wykazuje niewielkie odkształcenia napięcia (tabl. II). W każdym urządzeniu współczynnik zawartości harmonicznych nie przekraczał kilku procent.

Wykresy przedstawiają wartość procentową poszcze-gólnych wyższych harmonicznych napięcia oraz poziom zniekształcenia THD dla napięcia. Wykresy są tak wy-skalowane, aby uwidocznić krytyczny zakres harmonicz-nych (5÷10%). Poziomy poszczególnych harmonicznych wprowadzanych przez badane urządzenia spełniają limi-ty normy PN-EN50160 oraz PN-EN61000-2-4 dla urzą-

dzeń pracujących w środowisku klasy B i C. Analizator LEM pokazał poziomy THD na poziomie maksymalnie 3,1%, norma PN-EN50160 określa wartość graniczną na poziomie 8%.

O ile odkształcenia napięcia zasilania są niewielkie i wartości harmonicznych mieszczą się w dopuszczalnych przedziałach, to znacznie gorzej jest w przypadku harmo-nicznych prądu (tabl. III). Urządzenia spawalnicze pobierają prąd silnie odkształcony, a zawartość harmonicznych prądu, w tym wyższych harmonicznych, jest znaczna.


Literatura[1] Dobaj E.: Maszyny i urządzenia spawalnicze. WNT, War-

szawa 2005.[2] Kęsik R.: Eksploatacja urządzeń spawalniczych. Cz. I.

Źródła spawalnicze, WPC, Częstochowa, 1995.[3] PN-EN 61000-3-2, Lipiec 2006: Kompatybilność elek-

tromagnetyczna (EMC) – Dopuszczalne poziomy emisji harmonicznych prądu (fazowy prąd zasilający odbiornika ≤ 16 A).

[4] PN-EN 50160:2002 Parametry napięcia zasilającego w publicznych sieciach rozdzielczych.

[5] Markiewicz H., Klajn A.: Źródła zakłóceń elektromagnetycz-nych i ich ograniczanie w instalacjach elektrycznych, Pol-skie Centrum Promocji Miedzi 2003.

[6] Markiewicz H., Klajn A.: Wpływ zmian parametrów określa-jących jakość energii elektrycznej na pracę odbiorników, Wrocław 2001.

[7] PN–T-01030:1996: Kompatybilność elektromagnetyczna. Terminologia.

[8] Kowalski Z.: Jakość energii elektrycznej. Monografie Politech-niki Łódzkiej, Łódź 2007.

[9] Mikołajuk K.: Podstawy analizy obwodów energoelektronicz-nych. Wydawnictwo Naukowe PWN, Warszawa 1998

[10] Barlik R., Nowak M.: Poradnik inżyniera energoelektronika. WNT, Warszawa 1998.

[11] PN-EN61000-2-4:2003: Kompatybilność elektromagnetyczna (EMC) -- Część 2-4: Środowisko -- Poziomy kompatybilno-ści dotyczące zaburzeń przewodzonych małej częstotliwości w sieciach zakładów przemysłowych.

[12] Kolasa A., Cegielski P., Węgłowski M., Skrzyniecki K.: Ocena właściwości technicznych spawalniczych zasilaczy inwertoro-wych małej mocy – APE 2007.

Ukazała się dopiero co – wydana przez WNT – 200- stro-nicowa książka pt. „Stal dupleks i jej spawalność” autorstwa Jerzego Nowackiego. Nazwa dupleks chromowo-niklowej stali ferrytyczno-austenitycznej odnosi się zarówno do obu składników stali, jak i struktury, i znaczy po prostu podwójny. Dlaczego tak z obca nazwano tę stal, nie udało mi się dociec. Być może chciano podkreślić jej wyjątkowość wśród stali nie-rdzewnych i według mnie zasługuje ona na to wyróżnienie.

Drugą wstępną uwagą dotyczącą strony redakcyjnej książki jest obszerny życiorys zawodowy Autora umieszczo-ny na rewersie okładki. Dzięki tej innowacji dowiaduje się czytelnik i przekonuje o trafności decyzji podjecia się opra-cowania książki przez Autora. A przygotowanie Autora, za-równo teoretyczne i badawcze, jak i praktyczne – z uwagi na współpracę ze Stocznią Szczecińską – jest na najwyższym poziomie inżynierskim.

Podejmując się przed laty budowy chemikaliowców ze stali dupleks Stocznia Szczecińska – według mnie – nie była przygotowana do sprostania wymaganiom warunków tech-nicznych odbioru. Być może ulokowanie zleceń przez mię-dzynarodowy kapitał było zamiarem udowodnienia, że my w Polsce nie potrafimy opanować spawania tej stali i oczekiwa-nie olbrzymich rekompensat z kar umownych za niedotrzy-manie terminu wykonania statku. Pierwszy chemikaliowiec praktycznie sprzedaliśmy za pół darmo, ale już 7 następnych – dzięki zaangażowaniu odpowiednich fachowców, m.in. Jerzego Nowackiego – zbudowaliśmy z zaplanowanym zy-skiem.

Ale nie tylko my mieliśmy kłopoty przy spawaniu konstruk-cji z nowych gatunków stali. W latach 30. ubiegłego wieku firma Krupp z Essen zbudowała wielką mleczarnię w Paryżu z nowej ówcześnie stali austenitycznej typu 18/8. Po pół roku pracy mleczarnia „rozsypała się”. Stało się tak dlatego, że stal ta zawierała przeszło 0,15% węgla i nie była odporna na korozję międzykrystaliczną. Dopiero później ograniczono

zawartość węgla poniżej 0,07%, bądź zastosowano stabili-zatory w postaci tytanu lub niobu. Niepowodzenie nazwano „chorobą Kruppa” i długo trzeba było czekać, aby o niej za-pomniano.

Wracając do oceny książki należy stwierdzić, że opraco-wana została w sposób klasyczny, ale i uzupełniona – jak w pracach doktorskich – obszernym podsumowaniem i wnio-skami stanowiącymi kompendium wiedzy o stali dupleks i re-komendacje procedury jej spawania.

W szczególności sprowadza się to do precyzyjnego prze-strzegania parametrów spawania, tj. energii liniowej wyno-szącej 0,5-2,5 kJ/mm i temperatury międzyściegowej 150-200oC. Dotyczy to przede wszystkim organizacji spawania stali duplex na przykładzie wielkogabarytowych konstrukcji okrętowych.

Z analizy 114 pozycji literatury, w tym 20 Autora wynika, że są to publikacje zamieszczone w czasopismach naukowo-technicznych, nie ma natomiast wydania książkowego. Tak więc książka J. Nowackiego jest pierwszym – być może w świecie – oryginalnym i całościowym opracowaniem o stali dupleks i jej spawalności.

Nie sposób nie wspomnieć o bardzo licznej dokumentacji graficznej, tabelach i fotografiach bardzo starannie wykona-nych i opisanych. Podobnie rzecz się ma ze skorowidzem terminologicznym zdecydowanie ułatwiającym wyszukanie żądanej informacji.

Reasumując, uważam, że – zgodnie z życzeniem Au-tora i WNT – książka będzie bardzo pożyteczna nie tylko dla spawalników i metaloznawców, ale równiwż inżynierów i studentów wszystkich specjalności mechanicznych. Będzie ona cennym składnikiem biblioteki spawalniczej. Przekazuję wyrazy uznania i podziękowania Autorowi za benedyktyńską pracę włożoną w opracowanie książki, a WNT za nadanie jej pięknej szaty graficznej.

Prof. Stanisław Piwowar

Nowości wydawnicze

Nowa książka spawalnicza – na rynku polskim


EXPOM S.A. to firma z siedzibą w Kurzętniku, w województwie warmińsko-mazurskim, posiadająca ponad 50-letnie do-świadczenie oraz tradycje w produkcji konstrukcji stalowych. Produkowane są tu części i zespoły dla przemysłu maszyno-wego, energetycznego i okrętowego. Odbiorcami wyrobów produkowanych przez Expom są duże firmy z Niemiec, Austrii, Norwegii, Szwecji, Francji oraz firmy polskie. Produkcja eksportowa przekracza 90% całego obrotu firmy.

EXPOM S.A. wykonuje i dostarcza na rynek takie wyroby, jak: spawane konstrukcje korpusów maszyn i urządzeń, żurawie szalupowe, wysięgniki, zespoły dźwigów oraz żurawi, a także podwozia i ramy maszyn budowlanych. W Expom produkowa-ne są także ramy do pojazdów specjalnych oraz elementy konstrukcyjne do maszyn roboczych, np. do gięcia rur rurociągów naftowych. Wykonywane są też elementy konstrukcyjne dla energetyki, takie jak spawane obudowy silników elektrycznych i generatorów prądu, w tym dla siłowni wiatrowych i wodnych.

ExPOM S.A. w Kurzętniku stalowe konstrukcje spawane z obróbką mechaniczną

Wycinanie laserowe elementów z blach Robot spawalniczy



EXPOM S.A. stosuje następujące technologie spawalnicze :– spawanie metodą MIG/MAG (135, 136, 131) stali konstrukcyjnych węglowych i niskostopowych o podwyższonej wytrzy-

małości, a także wysokowytrzymałych stali drobnoziarnistych przerabianych termomechanicznie,– spawanie metodą TIG (141) stali kwasoodpornych austenitycznych oraz aluminium i stopów aluminium,– spawanie elektrodą otuloną (111),– spawanie robotem spawalniczym.

EXPOM S.A. oferuje także wykonywanie usług przemysłowych w zakresie:– obróbki mechanicznej (wytaczanie, frezowanie, wiercenie) elementów i konstrukcji stalowych o wadze do 20 ton i wymia-

rach maksymalnych 8000x2600x1500 mm, np. ram, podwozi, korpusów przekładni, obudów, pokryw itp.,– cięcia laserowego, plazmowego lub gazowego blach o grubości od 10 mm do 300 mm,– walcowania i gięcia blach,– śrutowania i malowania.

Obróbka mechaniczna belki dźwigu Cięcie laserowe

Rama maszyny budowlanej – obróbka Wytaczanie obudowy stojana maszyny elektrycznej

EXPOM S.A. posiada olbrzymi potencjał produkcyjno-kooperacyjny, o którym decydują: – wysoko wykwalifikowana kadra specjalistów, – własne biuro technologiczno-konstrukcyjne,– park maszynowy w tym wytaczarki płytowe, stołowe, prasy krawędziowe, – posiadane uprawnienia spawalnicze wg EN-287-1.

EXPOM S.A. posiada certyfikaty takie jak: GSI / SLV, TÜV, PCBC, IQNet, UDT, CE, które wraz z funkcjonującym systemem zarządzania zgodnie z normą PN-EN ISO 9001 oraz EN ISO 14001 gwarantują wysoką jakość produkowanych wyrobów i świadczonych usług.

EXPOM S.A. posiada także:– system zapewnienia jakości w spawalnictwie wg DIN EN 729-3 oraz uznane technologie spawania wg EN 15614-1,– uprawnienia do produkcji zbiorników ciśnieniowych wg AD2000-Merkblatt HP0 oraz wg dyrektywy 97/23/WE moduł G,– certyfikaty uprawniające do badań jakości produkowanych wyrobów metodami: MT-2, UT-2 oraz VT-2.

EXPOM S.A. zaprasza do nawiązania współpracy, a zainteresowanych Państwa zapraszamy na naszą stronę internetową www.expom.pl. oraz prosimy o bezpośredni kontakt z odpowiednimi przedstawicielami naszej firmy.

EXPOM S.A. ul. Sienkiewicza 1913-306 Kurzętnikwoj. warmińsko-mazurskie

Dział Marketingu tel. 0-56 472 42 43

[email protected]

Kontakt:Dział Handlutel. 0-56 472 42 [email protected]



Urządzenie Fastmig pulse do spawania metodą MIG/MAG, wyposażone w oprogramowanie Wise & match.

Firma Kemppi OY wprowadziła na rynek systemy spawalni-cze FastMig Pulse™ 350 i 450 wyposażone w rozwiązania Wise™ i Match™, zgodnie z potrzebami klienta. Menu zawierają dodatko-we procesy spawalnicze do tworzenia warstw graniowych, spawa-nia cienkich blach, automatyczną regulacje mocy i dostosowanie długości łuku oraz dodatkowe programy podstawowe i opcje panelu sterowania.

FastMig Pulse™ został zaprojektowany do pracy przy budo-wie statków i obiektów morskich, produkcji elementów metalowych, przemysłu chemicznego, produkcji pojazdów i ogólnie pojętego spa-wania przemysłowego. Prezentowane dwa nowe systemy spawalni-cze 400V 3-fazowe 50/60 Hz mają wiele unikatowych cech, wśród których można wyróżnić opcjonalne profile spawania pozwalające klientowi wybrać standardowe oprogramowanie – Work Pack™ lub opcję - Project Pack™, będącą idealnym rozwiązaniem dla klientów o dokładnie określonych wymaganiach. Natężenie prądu w 80% cy-klu pracy modelu 350 wynosi 350 A, natomiast FastMig Pulse 450 w 60% cyklu pracy osiąga natężenie 450 A. Napięcie biegu jałowego w obu urządzeniach wynosi 50 V. Interfejs panelu ArcWizard™ P65 pozwala wybrać i modyfikować opcje menu takie jak: język, funkcje spawalnicze, parametry kanałów użytkowników, konfiguracja syste-mu oraz wyświetlanie daty i godziny.

Work Pack™ jest odpowiedni do wszystkich podstawowych aplikacji spawalniczych z zastosowaniem metod MIG/MAG, 1-MIG oraz spawania impulsowego. Menu materiałów zawiera programy do spawania stali węglowej, nierdzewnej i aluminium różnymi śred-nicami drutów. Project Pack™ został zaprojektowany dla klientów o dokładnie określonych wymaganiach, przykładowo pracujących tylko z jednym gatunkiem materiału. Mogą oni wybrać własny profil oprogramowania spawalniczego spośród oferty produktów Wise & Match i zmienić je w dowolnym momencie w przyszłości.

DataGun™ jest prostym i elastycznym programatorem do samo-dzielnej aktualizacji oprogramowania produktów Wise™ i Match™ oraz Project Pack™. Urządzenie zawiera kod licencji na zamówio-ne przez klienta oprogramowanie. Wystarczy przystawić urządzenie DataGun do maszyny, by ją automatycznie skonfigurować i zaktua-lizować.

Podajniki drutu MxF65/67 wykorzystują najnowsze mechanizmy podające DuraTorque™ 4 x 4, a panel PF65 pozwala operatorowi sterować łukiem, dostosowując jego długość, kanały pamięci, test gazu, wysuw drutu, 2T/4T, gorący start, wypełnienie krateru i opcje spawania metodą MMA oraz MatchLog™. Model MxF67 wyposażo-no w wytrzymałą i odporną na uderzenia obudowę z dwóch warstw specjalnego plastiku do pracy w trudnych warunkach.

Zdalne sterowanie R30, wielkości telefonu komórkowego, umoż-liwia kontrolę nad łukiem, wyświetlanie parametrów i zdalny wybór kanałów.

Nowe urządzenie można również wyposażyć w chłodzony pły-nem i gazem podajnik pośredni SuperSnake™ GT02S z kablami o długościach 10 m, 15 m, 20 m i 25 m do spawania na dużych od-ległościach i w trudnych warunkach. Zewnętrzna osłona modelu Su-perSnake™ jest wykonana z wytrzymałego i doskonale widocznego tworzywa w kolorze pomarańczowym. Posiada on czytelny wyświet-lacz i umożliwia swobodne dopasowanie parametrów.

SuperSnake ™ drapieżnik w świecie spawania – super długie rozwiązanie do spawania metodą MIG/MAG

Firma Kemppi OY wprowadziła na rynek nowy produkt SuperS-nake™ GT02S, system do podawania drutu na duże odległości z kablami o długościach 10 m, 15 m, 20 m i 25 m, chłodzonymi gazem i cieczą. Urządzenie umożliwia nieograniczone podawanie drutu w różnych środowiskach pracy, w stoczniach, przemyśle che-micznym, samochodowym oraz wielu fabrykach. Znacznie zwiększa zasięg standardowych uchwytów spawalniczych MIG, w tym Kemppi WeldSnake™, umożliwiając podawanie drutów na odległości do 30 m od osłony podajnika. Można je umieścić na podłodze lub wysięg-niku, tworząc system podawania drutów ze stali węglowej, nierdzew-nej oraz aluminium.

SuperSnake™ jest wyposażony w mechanizm GT WireDrive™ wykorzystujący opatentowane przez Kemppi dwuwarstwowe pro-wadnice teflonowe o niskim współczynniku tarcia, które z łatwością pokonują wszelkie bariery. Zewnętrzna osłona modelu jest wykona-na z doskonale widocznego tworzywa w kolorze pomarańczowym. Jej śliska powierzchnia doskonale chroni kabel przed uszkodzenia-mi, a jaskrawy kolor zapewnia bezpieczeństwo. Najcięższy i najdłuż-szy model chłodzony cieczą z kablami o długości 25 m waży jedynie 37 kg i może być z łatwością podłączony do urządzeń FastMig™ Synergiczny i Pulse 350/450.

Kiedy podajnik jest podłączony, spawacz łatwo dociera do trudno dostępnych miejsc, po których bez trudu może się poruszać i przeno-sić sprzęt bez większego wysiłku.

Zaletami urządzenia są wytrzymały i smukły korpus, czytelny wy-świetlacz oraz proste ustawienie parametrów. Diodowe oświetlenie komory podajnika – Brights™ LED zapewnia dobrą widoczność ca-łego mechanizmu podającego nawet przy niedostatecznym oświet-leniu. Modele chłodzone cieczą umożliwiają spawanie nawet 25 m powyżej układu chłodzenia. Odpływ płynu podczas przerw pracy jest blokowany, dzięki czemu uchwyt cały czas pozostaje zalany.

Nowości techniczne



Marek Gucwa Robert Bęczkowski

Zużywanie erozyjne płyt trudnościeralnych wykonanych drutem SSA Corthal 61

wear resistance in erosive condition of hard facing plates made with wire ssa corthal 61

StreszczenieW pracy został przedstawiony problem napawania

płyt trudnościeralnych wykorzystywanych w przemyśle wydobywczym, pracujących w warunkach zużycia metal--minerał. Zebrane w pracy wyniki prezentują właściwości dwóch napoin wykonanych z różnymi parametrami. Bada-nia zużycia erozyjnego przeprowadzono przy kącie pada-nia strumienia erozyjnego równym 30° z wykorzystaniem piaskarki przemysłowej. Trudne warunki pracy napoin wskazują na większą rolę parametrów geometrycznych napoiny niż jej właściwości mechanicznych i struktury w odporności na zużywanie.

AbstractThis paper shows the problem of surfacing hard facing

plates used in mining industry, working in the condition of metal-mineral wear. The results presented in the paper refer to 2 hard faced plates made according to different parameters. The research of the wear was carried out with the 30° angle erosive stream. Severe conditions of work of hard faced plates show the bigger role of hard faced plates geometrical parameters than its mechanical and structural properties in wear resistance.

Dr inż. Marek Gucwa, dr inż. Robert Bęczkowski – Poli-technika Częstochowska.

WstępArtykuł poświęcony jest problemowi napawania i zu-

żywania płyt trudnościeralnych, wykorzystywanych na elementy przesypowe i transportowe, które znajdują za-stosowanie w przemyśle wydobywczym. Zużycie to jest wywoływane przemieszczaniem się luźnych ziaren ścier-niwa po powierzchni płyt trudnościeralnych. Ciągły postęp w inżynierii materiałowej i spawalnictwie zaowocował po-wstaniem nowych materiałów i technik układania warstw, które dają zupełnie nowe możliwości aplikacyjne [1-4]. Jedną z takich technik jest napawanie drutem proszkowym samo-osłonowym. Metoda napawania drutem proszkowym samo-osłonowym polega na stapianiu drutu proszkowego i metalu podłoża ciepłem łuku elektrycznego jarzącego się między koszulką metalową drutu, zawierającą rdzeń proszkowy, a napawanym przedmiotem. Składniki rdzenia drutu wytwa-rzają gazy i pary metali izolujące strefę napawania od po-wietrza. W trakcie stapiania rdzenia wytwarzany jest również ciekły żużel, który pokrywa cienką warstwą kropelki ciekłego metalu przenoszonego z końca drutu do ciekłego jeziorka napoiny. Właśnie powstający w czasie procesu stapiania żużel odpowiada głównie za ochronę łuku spawalniczego

i ciekłego jeziorka przed atmosferą. Żużel wiąże tlen i azot na tyle skutecznie, że nie jest wymagana żadna dodatkowa osłona nawet przy podmuchach wiatru do 6 m/s [1].

Proces napawania drutami proszkowymi samoosłono-wymi SSA (Self Shielded Arc Surfacing) łączy w sobie ce-chy napawania drutami proszkowymi w osłonie gazowej i napawania ręcznego elektrodami otulonymi. Sam proces napawania z technologicznego punktu widzenia przebiega tak samo jak napawanie drutem proszkowym w osłonie ga-zowej. Przykładowe przekroje drutów proszkowych przed-stawiono na rysunku 1 [1].

Rys. 1. Przekroje drutów proszkowych [1]Fig. 1. Cross-sections of tubular cored electrodes

Druty proszkowe mają w stosunku do tradycyjnych drutów litych wiele zalet, jak np. większy uzysk stopiwa, lepszą wydajność stapiania i jedną z najważniejszych – możliwość komponowania składu chemicznego prosz-ku nie byłoby możliwe w przypadku zastosowania drutów pełnych [5].

Celem tego artykułu jest stwierdzenie, czy zastosowanie odmiennych parametrów napawania może wpłynąć w spo-sób znaczący na właściwości użytkowe uzyskanych napoin.


Materiały do badań

Jako podłoże do badań wybrano stal konstrukcyjną nie-stopową ogólnego przeznaczenia o oznaczeniu S235 i skła-dzie chemicznym podanym w tablicy I. Grubość blachy wy-nosiła 10 mm.

Tablica I. Skład chemiczny stali S235Table I. Chemical composition of S235 steel

Skład chemiczny stali, %

C Mn Si P S Al

0,22 1,10 0,10-0,35 0,050 0,050 0,020

Do wykonania napoiny wybrano drut proszkowy samo-osłonowy Corthal 61 o średnicy 2,8 mm i składzie chemicz-nym podanym przez producenta w tablicy II. Napoiny wyko-nane tym drutem są przeznaczone do pracy w warunkach zużycia ściernego typu metal-minerał.

Tablica II. Skład chemiczny drutu proszkowegoTable II. Chemical composition of powder wire

Skład chemiczny drutu proszkowego, %

C Cr Nb B

5,4 22 7 +

Aby zrealizować postawiony wcześniej cel badań, posta-nowiono wykonać dwie napoiny jednowarstwowe z różnymi parametrami procesu. Sam proces napawania został prze-prowadzony na stanowisku do napawania automatycznego ANAP-1 w Zakładach Produkcyjno-Remontowych KWB BOT Bełchatów S.A. Parametry procesu napawania umieszczo-no w tablicy III.

Tablica III. Parametry procesu napawaniaTable III. Surfacing parameters

Parametry Napoina 1 Napoina 2

Szerokość zakosów, mm 45 35

Szybkość napawania, mm/min 190 160

Moc łuku, W 10 045 11 480

Długość wolnego wylotu elektrody, mm

20 30

Odbiór ciepła, W/mK 0,15 2,15

W wyniku procesu napawania z założonymi parametra-mi uzyskano dwie napoiny o parametrach geometrycznych umieszczonych w tablicy IV. W tej samej tablicy zamieszczo-no również udział materiału podłoża w napoinie, który obli-czany jest jako stosunek powierzchni przekroju nadtopione-go metalu podłoża do sumy powierzchni przekroju nadlewu napoiny oraz metalu podłoża:

gdzie: Up – udział materiału podłoża w napoinie, Fw – powierzchnia przekroju nadtopionego metalu podłoża, Fn – powierzchnia przekroju nadlewu napoiny.

Tablica IV. Parametry geometryczne napoinyTable IV. Geometrical parameters of the surfaced plate

Napoina 1 Napoina 2

Szerokość napoiny, mm 51,00 41,33

Wysokość napoiny, mm 3,31 4,20

Głębokość wtopienia, mm 1,77 1,20

Udział materiału podłoża w napoinie, % 33,34 27,39

Jak widać, udział materiału podłoża w napoinie jest na stosunkowo wysokim poziomie, jednak już w pierwszej war-stwie napoiny możemy zapewnić wymagane właściwości eksploatacyjne. W większości metod napawania mały udział metalu podłoża w napoinie można uzyskać przez zmniejsze-nie energii liniowej procesu, czyli ilorazu mocy i prędkośći napawania. Energia ta decyduje o ilości wprowadzonego ciepła do materiału podłoża. Jednak zmniejszenie energii liniowej pociąga za sobą spadek wydajności napawania i ekonomiczności całego procesu, a w skrajnych przypad-kach może uniemożliwić prawidłowe wtopienie i przyczynić się do powstawania przyklejeń.

Badania strukturalneW celu przeprowadzenia badań metalograficznych zo-

stały wykonane zgłady poprzeczne. Do trawienia przygo-towanych zgładów użyto odczynnika o składzie podanym poniżej: - 80 ml C2H5OH,- 10 g chlorku żelaza FeCl2,- 10 ml HCl,

Badania metalograficzne zostały przeprowadzone na mikroskopie optycznym Axiovert 41. Struktura i właściwości krystalizujących napoin wykazują znaczące różnice, które zostały wywołane zmiennymi parametrami napawania, co bezpośrednio przełożyło się na ilość wprowadzonego ciepła i szybkość jego odprowadzania. Tym samym przy zastoso-waniu przez cały czas tego samego materiału dodatkowego osiągnięto duże zróżnicowanie struktury.

Cechą charakterystyczną wszystkich badanych próbek jest rozrost ziarna i tworzenie się struktury Widmanstattena w materiale rodzimym położonym w sąsiedztwie linii wtopie-nia, niezależnie od przyjętych parametrów procesu napawa-nia. Jest to spowodowane silnym przegrzaniem materiału i jest to zjawisko typowe dla procesów spawalniczych, w cza-sie, których wydzielają się duże ilości ciepła. W wyniku ob-serwacji struktury stwierdzono, że napoina wykonana z tymi samymi parametrami nie ma jednakowej struktury na całym przekroju (rys. 2÷3). Występują zauważalne różnice w ilości,

Rys. 2. Mikrostruktura napoiny nr 1: a – powiększenie 100x, b – po-większenie 500xFig. 2. Microstructure of padding no: 1 a – magnification 100x, b – magnification 500x

a) b)


postaci i wielkości występujących wydzieleń węglikowych. W napoinie nr 1 w całej jej objętości dominują drobnodyspersyj-ne węgliki pierwotne i eutektyczne, a podłużne duże węgliki pierwotne występują sporadycznie (rys. 2). Napoina nr 2 ma w strukturze węgliki pierwotne o kształcie podłużnym i nie-regularnym, przy czym są one zorientowan w części środ-kowej napoiny i zbliżone do kąta 90° względem powierzchni napoiny (rys. 3). W tablicy V zamieszczono wyniki pomiarów udziału objętościowego węglików w strukturze w zależności od miejsca badania.

Tablica V. Udział objętościowy węglików w strukturzeTable V. Volume part of carbides in the stuctureUdział objętościowy węglików, % Napoina 1 Napoina 2

Powierzchnia napoiny 27,26 45,61

Środek napoiny 34,36 43,30

W pobliżu linii wtopienia 27,56 42,59

Średnia 29,73 43,83

W celu określenia charakteru wydzieleń węglikowych w badanych napoinach przeprowadzono badania rentgenow-skie struktury warstwy wierzchniej, a zwłaszcza rodzaju związków występujących w utworzonej warstwie napawa-nej. Posłużono się przy tym dyfraktometrem rentgenowskim SEIFFERT 3003. Wyniki analizy na dyfraktometrze zostały przedstawiono na rysunku 4.

Badanie RTG potwierdziło występowanie w osnowie przesyconego chromem austenitu, który stanowi plastycz-ną osnowę dla twardych węglików. Stwierdzono również występowanie niewielkiej ilości ferrytu (przesyconego), któ-ry w wyniku analizy i w oparciu o dane literaturowe może

być uznany za martenzyt wydzielający się w pobliżu granic wydzieleń węglikowych. Identyfikacja rodzaju węglików zo-stała przeprowadzono w oparciu o parametr sieciowy i bazę katalogową faz i związków chemicznych. Na tej podstawie stwierdzono obecność w strukturze badanych napoin węgli-ków chromu Cr7C3 oraz węglików niobu Nb6C5. Jednocześnie należy pamiętać o tym, że często nie są to czyste związki o podanym wcześniej wzorze, lecz związki kompleksowe, które mogą również zawierać atomy innych pierwiastków, a w tym przypadku głównie o atomy żelaza.

Badanie właściwościBadanie twardości przeprowadzono na przygotowa-

nych próbkach, stosując metodę Vickersa przy obciążeniu 294,2 N. Badania przeprowadzono w kierunku wzdłużnym oraz poprzecznym, a ich wyniki przedstawiono na rysunkach 5, 6. Twardość w kierunku wzdłużnym była mierzona na ca-łej długości napoiny w odległości 2 mm od jej powierzchni. Twardość w kierunku poprzecznym była mierzona w środko-wej części napoiny, od jej powierzchni do linii wtopienia.

Z przedstawionych badań wynika, że napoina numer 1 charakteryzuje się niższą twardością niż napoina nr 2. W napoinie nr 1 widoczna jest również duża nierównomier-ność rozkładu twardości w kierunku wzdłużnym, świadczą-ca o niejednorodnej strukturze napoiny. Analizując twar-dość w kierunku poprzecznym, możemy zauważyć wzrost w różnicach twardości porównywanych napoin w miarę

Rys. 3. Mikrostruktura napoiny nr 2: a – powiększenie 100x b – po-większenie 500xFig. 3. Microstructure of padding no. 2: a – magnification 100x, b – magnification 500x

Rys. 4. Analiza składników struktury napoinFig. 4. Structure parts analysis in the padding

Rys. 5. Twardość napoin w kierunku wzdłużnymFig. 5. Hardness in the longitudinal direction

Rys. 6. Twardość napoin w kierunku poprzecznymFig. 6. Hardness in the lateral direction

a) b)

HV

30H

V30


zbliżania się do linii wtopienia. Można tłumaczyć to mniej-szym udziałem węglików w strukturze napoiny nr 1 oraz większym stopniem udziału materiału podłoża w napoinie, który kształtuje się na poziomie 33,34% w stosunku do 27,39% w napoinie nr 2.

Kolejną badaną właściwością napoin była ich odporność na zużycie erozyjne przy kącie padania strumienia erozyj-nego wynoszącym 30°. W tym celu posłużono się piaskarką przemysłową, a najważniejsze parametry pracy piaskarki zostały podane poniżej:– ciśnienie 8 atmosfer, – wydajność 13 kg ścierniwa na minutę, – średnica dyszy 9 mm– odległość dyszy od próbki ustalono na 100 mm

Jako erodentu użyto ścierniwa kwarcowego o ziarnisto-ści 0,5-2mm. Do badań przygotowano próbki o wymiarach 40x50mm, które zostały umieszczone w specjalnym uchwy-cie pod kątem 30° względem dyszy. Badanie procesu zu-życia erozyjnego przebiegało w ten sposób, że po minucie pracy piaskarki mierzono ubytek masy próbki za pomocą wagi elektronicznej Vibra model AJH-620CE o nośności 620 gramów i dokładności odczytu do 0, 001 grama. Następnie próbka była badana wizualnie i ponownie montowana i pod-dawana procesowi zużycia przez następną minutę. Całość operacji powtarzano do czasu ukazania się pod napoiną ma-teriału rodzimego. Po stwierdzeniu zużycia warstwy napoiny aż do materiału rodzimego próbkę montowano po raz ostatni do urządzenia i poddawano procesowi erozji przez kolejną minutę, a następnie ważono ja po raz ostatni. Zużycie maso-we Z było obliczane ze wzoru:

gdzie: mp – masa początkowa próbki, mt – masa próbki po czasie t, Intensywność zużycia It została wyznaczona z następującej za-leżności:

gdzie: Zt – zużycie wagowe próbki po czasie t, mst – masa ścierniwa zużytego w czasie t.

Odporność na zużycie została wyznaczona wg wzoru:

Opisane powyżej wskaźniki zużycia, czyli intensywność zużycia oraz odporność na zużycie są powszechnie znane i używane w opisie zjawisk trybologicznych. Zwykle inten-sywność zużycia odnosi się do drogi, na jakiej zaszło to zu-życie. W tym konkretnym przypadku jednak zdecydowano się w oparciu o przeprowadzone badania literaturowe intensyw-ność zużycia odnosić do masy ścierniwa, jakie zostało użyte w jednostce czasu.

Rys. 8. Intensywność zużyciaFig. 8. Wear intensity

Rys. 9. Odporność na zużycieFig. 9. Wear resistance

Z analizy otrzymanych wyników dotyczących zużycia widać, że napoina numer 1 charakteryzuje się większą od-pornością na zużycie niż napoina numer 2. Mniejsza ilość węglików oraz ich mniejsze rozmiary wpływają korzystnie na podniesienie odporności na zużywanie. Pomimo tego więk-szą trwałością charakteryzuje się napoina numer 2, co moż-na przypisać jej większej grubości. Dzięki korzystniejszym parametrom geometrycznym może dłużej zabezpieczać ma-teriał podłoża przed zużyciem. Również większa twardość i większy udział objętościowy węglików w strukturze nie jest czynnikiem determinującym odporność na zużycie w tym przypadku.

Rys. 7. Zużycie masoweFig. 7. Massive wear

Zuży

cie

mas

owe

Inte

nsyw

ność

zuż

ycia

* 1

0–4O

dpor

ność

na

zuży

cie

* 10


Wnioski1. Parametry procesu napawania mają istotny wpływ na

rodzaj powstającej struktury i jej właściwości. Ilość wę-glików w strukturze napoiny numer 2 jest większa o 45% w stosunku do napoiny numer 1. Pociąga to za sobą wzrost twardości, co jednak nie przekłada się w sposób bezpośredni na wzrost odporności na zużywanie.

2. Wysoka twardość i duży udział objętościowy węgli-ków w strukturze nie podnosi odporności na zużycie w przypadku tego systemu tribologicznego. Twarde i duże węgliki chromu i niobu są łatwo usuwalne z plastycznej osnowy, przez co nie stanowią znaczą-cego wzmocnienia napoiny.

3. Najważniejszym czynnikiem odpowiadającym za trwa-łość napoiny w tym przypadku są parametry geome-tryczne napoiny. Dzięki większej wysokości nadlewu i mniejszemu udziałowi materiału podłoża w napoinie, możliwa jest dłuższa eksploatacja pomimo jej gorszej odporności na zużywanie.

Literatura[1] Klimpel A.: Napawanie i natryskiwanie cieplne. Technologie,

WNT, Warszawa 2000.[2] Pilarczyk J., Pilarczyk J.: Spawanie i napawanie elektryczne

metali, Wyd. „Śląsk” 1996.[3] Dobrzański Leszek A.: Podstawy nauki o materiałach i me-

taloznawstwo. Materiały inżynierskie z podstawami projekto-wania materiałowego, WNT, Warszawa 2002.

[4] Dziubiński J., Adamiec P.: Napawanie i natryskiwanie wczo-raj i dziś, Przegląd Spawalnictwa, Nr 5/1998.

[5] Adamiec P, Gawrysiuk W.: Właściwości warstw napawanych o strukturze żeliw chromowych, Biuletyn Instytutu Spawalni-ctwa 2/2004.

Według najnowszych danych EWEA (European Wind Energy Association) z lutego 2009 r. można stwierdzić, że w 2008 r., energia wiatrowa odnotowała największy wzrost zainstalowanej mocy w stosunku do reszty źródeł energii [8].

W ubiegłym roku w Unii Europejskiej, zainstalowano łącz-nie 19.700 MW energii, w tym aż 43% (8,400 MW) pocho-dziło z farm wiatrowych. Reszta prezentuje się następująco: 6,900 MW (35%) z elektrowni zasilanych gazem, 2,500 MW (13%) z elektrowni zasilanych ropą naftową, 800 MW (4%) z elektrowni węglowych oraz 500 MW (2%) z elektrowni wod-nych. Rynek polski jest nadal dość słabo rozwinięty. Energia wiatrowa w naszym kraju na koniec 2008 roku dostarczała tylko 500 MW [8].

Według Andreasa Eichlera- rzecznika prasowego Vestas Deutschland, jednego z największych producentów elektro-wni wiatrowych, zamówienia są tak duże, że producenci elek-trowni wiatrowych nie mogą sprostać oczekiwaniom klientów. Potencjalni inwestorzy muszą liczyć się z blisko dwuletnim czasem oczekiwania na dostawę zamówionych elektrowni.

Rozwój energetyki wiatrowej trwa nadal. Eksperci są zda-nia, że w 2017 roku zainstalowana moc nowych elektrowni wiatrowych osiągnie wielkość 107 GW- pięciokrotnie prze-wyższając tę z 2007 roku. W skali światowej przekłada się to na rynek o rocznej sprzedaży 100 mld euro [4].

Według danych brytyjskich w najbliższych latach tylko wzdłuż wybrzeża Anglii i Szkocji zamontowanych zostanie ponad 10 000 elektrowni wiatrowych.

Krajowi i zagraniczni przedsiębiorcy chcą wybudować w polskich obszarach morskich pięć dużych elektrowni wiatro-wych. Najbardziej ambitne plany ma państwowa Polska Gru-pa Energetyczna, która do 2020 r. planuje budowę morskich farm wiatrowych o mocy 1000 megawatów. Przewidywalne nakłady na inwestycje w perspektywie 11 lat to ok. 13,4 mld złotych [7].

Eksperci są przekonani , że farmy na morzu będą przy-szłością energetyki wiatrowej. Ludzie nie chcą widzieć w swojej najbliższej okolicy turbin, dlatego według Per Holm-garda, wiceprezesa duńskiej firmy Dong Energy Renewab-les, trzeba będzie odejść z farmami wiatrowymi jak najdalej w morze [7].

Mirosław Nowak Marcin Nowak Spawanie elektronowe w ciśnieniu zredukowanym

Innowacyjna metoda spawania słupów elektrowni wiatrowych

Artykuł ukaże się w jednym z najbliższych numerów Przeglądu Spawalnictwa.

Zapowiedź wydawnicza


Przedstawiono metodę pośredniej oceny średnicy jądra zgrzeiny podczas jej powstawania, przez pomiar stopnia penetracji jądra zgrzeiny metodą ultradźwięko-wą. Jako wizualizację sygnału ultradźwiękowego wy-korzystano prezentacje B-scan. Badania weryfikacyjne potwierdziły, że istnieje korelacja pomiędzy penetracją jądra zgrzeiny a jej średnicą. W artykule opisano nie-niszczącą ultradźwiękową metodę oceny wysokości ją-dra zgrzeiny podczas procesu zgrzewania, bezpośred-nio na linii produkcyjnej.

WstępZgrzewanie oporowe punktowe jest metodą łączenia po-

legającą na nagrzaniu powierzchni styku łączonych mate-riałów przepływającym prądem elektrycznym zgodnie z pra-wem Joule’a-Lenza. Ma ono wiele zalet, do których przede wszystkim zaliczyć należy stosunkowo niskie zużycie energii elektrycznej, szybkość wykonania jednego połączenia oraz brak konieczności stosowania materiałów dodatkowych [1, 2]. Fakty te decydują o powszechnym zastosowaniu tej tech-nologii szczególnie w przemyśle motoryzacyjnym.

Głównym parametrem technologicznym odpowiadają-cym za jakość zgrzeiny punktowej jest jej średnica. Firmy z przemysłu motoryzacyjnego oprócz kontroli niszczącej – najczęściej technologicznej próby wyłuskiwania, stosu-ją badania ultradźwiękowe gotowych elementów. Jednak podczas zgrzewania blach z pokryciami galwanicznymi (najczęściej ocynkowanymi galwanicznie) w wyniku zakłó-ceń procesu jądro zgrzeiny może nie powstać, a roztopiona warstwa powłoki ochronnej powoduje przyklejenie. Taki stan złącza powoduje, że badania off-line (po procesie zgrzewa-nia) wykazują prawidłową średnicę jądra, które w rzeczywi-stości nie powstało.

Zastosowanie prezentacji B-scan do monitorowania procesu zgrzewania oporowego punktowego

Jako podstawową wizualizację sygnału ultradźwięko-wego wykorzystano prezentację B-scan. Przetwornik ultra-dźwiękowy umieszczony został w specjalnie przygotowanej elektrodzie, co umożliwiło monitorowanie procesu w czasie rzeczywistym. Model prezentacji typu B przedstawiono na rysunku 1a, a typową prezentację B-scan na rysunku 1b. Li-

Dr inż. Marcin Korzeniowski, dr hab. inż. Andrzej Ambroziak, mgr inż. Paweł Kustroń – Politechnika Wrocławska

nie widoczne na prezentacji B-scan (rys. 1) w początkowej fazie procesu zgrzewania (t1), tuż po zejściu się elektrod re-prezentują odbicia od górnej powierzchni blachy, powierzch-ni styku i dolnej powierzchni drugiej blachy. Włączenie prądu zgrzewania powoduje opóźnianie sygnału ultradźwiękowe-go z uwagi na zmiany temperatury zachodzące w obsza-rze styku łączonych blach. Rozpoczęcie tworzenia się fazy ciekłej skutkuje zanikiem powierzchni styku (t2) i rozrost ciekłego jądra zgrzeiny [3]. Pojawia się charakterystyczne rozwidlenie reprezentujące odbicia sygnału ultradźwięko-wego górnej i dolnej części ciekłego jądra. Badania wstęp-ne wskazują, że możliwe jest monitorowanie rozrostu jądra oraz jego krzepnięcie [4, 5]. Ponadto wykazano, że istnie-je zależność pomiędzy czasem przejścia fali ultradźwię-kowej a średnicą jądra zgrzeiny dla stali niskowęglowych, w związku z tym czas przejścia fali ultradźwiękowej mierzo-ny w momencie wyłączenia prądu zgrzewania może posłu-żyć jako parametr, na podstawie którego oceniana będzie jakość zgrzein.

Rys. 1. a – model prezentacji B-scan podczas powstawania zgrzeiny punktowej, b – prezentacja B-scan złącza zgrzewanego punktowo [3]

Interpretacja geometryczna wysokości jądra zgrzeiny punktowej

Na podstawie obrazu ultradźwiękowego rejestrowanego podczas procesu zgrzewania, oprócz informacji o czasie przejścia fali odbitej od różnych powierzchni granicznych za-obserwować można odbicie od granicy: ciekłe jądro zgrzeiny – stały niestopiony materiał. Na podstawie różnic w czasie przejścia fali ultradźwiękowej w samym ciekłym jądrze, jak również pomiędzy zgrzewanymi blachami, możliwe jest osza-cowanie wymiarów jądra w kierunku prostopadłym do po-wierzchni blach – h, czyli wysokości jądra zgrzeiny (rys. 2).

Rys. 2. Oznaczenie średnicy jądra zgrzeiny – d oraz rozmiarów jądra w kierunku prostopadłym do powierzchni blach [3]

Marcin KorzeniowskiAndrzej Ambroziak Paweł Kustroń

Ocena wysokości jądra zgrzeiny ultradźwiękową metodą echa w czasie rzeczywistym

a) b)


Z punktu widzenia konstruktora, informacja o wymia-rach jądra w kierunku prostopadłym do powierzchni elektrod (czyli wysokość jądra) może być nieistotna. Niemniej jednak z punktu widzenia jakości złącza jest to wielkość, na podsta-wie której pośrednio, z dużą dokładnością oszacować moż-na jakość zgrzeiny punktowej. Decydującym o jakości złącza parametrem jest bowiem średnica jądra zgrzeiny.

Wykonano po kilka złączy zgrzewanych, stosując takie same parametry zgrzewania i rejestrując sygnał ultradźwię-kowy podczas procesu. Następnie część złączy poddano technologicznej próbie wyłuskiwania, natomiast pozostałe poddano badaniom metalograficznym. Za pomocą badań metalograficznych określono średnicę jądra zgrzeiny i wy-sokość jądra – h.

Ocena wymiarów jądra zgrzeiny w kierunku poprzecznym do powierzchni elektrod – badania on-line

Ze względu na duży gradient temperatury w obszarze złą-cza oraz niewyraźną granicę ośrodków ciekłe jądro zgrzeiny – niestopiony materiał rodzimy, niemożliwe jest analityczne wyznaczenie głębokości penetracji (odległość h2, rys. 3a) na podstawie czasu przejścia fali ultradźwiękowej w momencie wyłączenia prądu zgrzewania. Jednak ze względu na pro-porcjonalne do temperatury opóźnianie sygnału odbitego, analizując czas przejścia sygnału ultradźwiękowego pomię-dzy górną i dolną granicą ciekłego jądra zgrzeiny (różnica Δτ2, rys. 3b) oraz czas przejścia pomiędzy dolną i górną powierzchnią łączonych blach (Δτ1, rys. 3b), można doko-nać procentowej oceny stopnia penetracji ciekłego jądra w głąb materiału rodzimego w kierunku prostopadłym do po-wierzchni blach [6]. Interpretacja geometryczna wyjaśniona jest na rysunku 3.

Odległość h1 jest zawsze mniejsza od sumy zgrzewa-nych blach ze względu na wgniot elektrod. Należy zwrócić uwagę, że czas Δτ1 uwzględnia wgniot elektrod w zgrzewany materiał, gdyż jest to czas przejścia fali ultradźwiękowej po-między powierzchniami granicznymi: od strony przetwornika i od dna drugiej blachy (również z uwzględnieniem wgniotu).

Procentowa ocena stopnia penetracji ciekłego me-talu jądra w głąb materiału rodzimego określona została na podstawie czasów przejścia z zależności:

(1)

W dalszej części wynik ten został zweryfikowany ba-daniami metalograficznymi, na podstawie których okre-ślono rzeczywisty wymiar jądra w kierunku prostopadłym

Rys. 3. Interpretacja geometryczna wymiaru jądra zgrzeiny w kie-runku prostopadłym do powierzchni materiału zgrzewanego (a) oraz odpowiadający jej obraz B-scan (b) [3]

do powierzchni materiału zgrzewanego i grubość materiału z uwzględnieniem wgniotu elektrod, jak również średnicę ją-dra zgrzeiny.

Procentowa ocena stopnia penetracji ciekłego metalu jądra w głąb materiału rodzimego, określona na podstawie pomiarów dokonanych za pomocą mikroskopów stereosko-powego i metalograficznego, obliczona została na podsta-wie zależności:

(2)

Badane były próbki ze stali niskowęglowej o grubości 1,4 mm i wymiarach 25x50 mm. Parametrem zmiennym był czas zgrzewania. Oznaczenie próbek oraz parametry zgrzewania zamieszczono w tablicy I.

Tablica I. Oznaczenie próbek oraz parametry zgrzewania wykorzystane do oceny stopnia penetracji jądra w głąb ma-teriału rodzimego

Oznaczenie Prąd zgrzewania, kA

Czas zgrzewania (cykle 60 Hz)

Siła docisku elektrod, kN

23 9,3 10 3,2

17 9,3 12 3,2

15 9,3 14 3,2

12 9,3 16 3,2

9 9,3 18 3,2

5 9,3 20 3,2

3 9,3 22 3,2

Rys. 4. Widok zobrazowań B-scan zgrzein, dla których określano stopień penetracji materiału jądra w niestopiony materiał rodzimy. Parametry wg tablicy I [3]

a) b)


Na rysunku 4 przedstawiono obrazy B-scan odbitego sygnału ultradźwiękowego, rejestrowanego podczas trwania procesu zgrzewania dla różnych parametrów zgrzewania. Numeracja rysunków odpowiada oznaczeniom przyjętym podczas wykonywania badań (wg tablicy I).

Wyniki pomiarów w postaci procentowego stopnia pene-tracji ciekłego jądra zgrzeiny (Tj) otrzymane ze wzoru (1) za-mieszczono w tablicy II. Czas przejścia fali ultradźwiękowej pomiędzy powierzchniami granicznymi tj. pomiędzy zgrze-wanymi blachami i w ciekłym jądrze zgrzeiny obliczono przy zastosowaniu aplikacji działającej w środowisku MatLab.

Tablica II. Średnica jądra zgrzeiny określona w technolo-gicznej próbie wyłuskiwania i odpowiadająca jej procento-wa penetracja jądra zgrzeiny w głąb materiału zgrzewanego (z badań on-line)

Oznaczenie próbki Średnica jądra zgrzeiny d, mm

Stopień penetracji jądra Tj, %

23 3,5 40

17 4,8 50

15 5,6 50

12 5,7 60

9 6,1 64

5 6,5 69

3 6,7 65

W praktyce przemysłowej najważniejszym parametrem decydującym o jakości wykonanej zgrzeiny punktowej jest jej średnica.

Z przeprowadzonych badań wynika, że na podstawie po-miaru czasu przejścia fali odbitej pomiędzy charakterystycz-nymi powierzchniami można oszacować głębokość penetra-cji ciekłego jądra zgrzeiny w głąb materiału rodzimego. Na rysunku 5 przedstawiono zależność stopnia penetracji jądra zgrzeiny T (obliczonego na podstawie czasu przejścia fali ultradźwiękowej) w głąb materiału zgrzewanego od średnicy jądra zgrzeiny uzyskanej z technologicznej próby wyłuski-wania.

Przeprowadzane badania eksperymentalne dowodzą, że istnieje zależność pomiędzy wymiarami ciekłego jądra zgrzeiny w kierunku poprzecznym do powierzchni elektrod a średnicą jądra zgrzeiny. Po przekroczeniu pewnej wartości stopnia penetracji ciekłego jądra zgrzeiny nie można okre-ślić jednoznacznie średnicy powstałej zgrzeiny punktowej,

Rys. 5. Zależność średnicy jądra zgrzeiny od stopnia penetracji ją-dra w głąb materiału zgrzewanego [3]

można natomiast na pewno stwierdzić, że wykonana zgrze-ina ma prawidłowe wymiary z technologicznego punktu wi-dzenia, tzn. jest większa niż 5√g. Wartość tę oszacowano na 64%.

Dla maksymalnej wartości nastawy czasu (próbka nr 3) zaobserwowano spadek penetracji ciekłego jądra. Jest to związane z dokładnością odczytu wyniku pomiaru przejścia fali ultradźwiękowej, jak również z pomiarem średnicy jądra przy pomocy suwmiarki. Błąd ten nie jest jednak na tyle duży, aby miał wpływ na ocenę jakości wykonanej zgrzeiny.

Pomiar średnicy jądra zgrzeiny Badania ultradźwiękowe w czasie rzeczywistym (głębo-

kości penetracji jądra w głąb materiału rodzimego) były we-ryfikowane na podstawie badań metalograficznych makro- i mikroskopowych przy użyciu mikroskopów świetlnych.

Celem badań był pomiar wymiaru jądra w kierunku pro-stopadłym do powierzchni blach oraz pomiar średnicy jądra zgrzeiny. Otrzymane wyniki porównano następnie z bada-niami przeprowadzonymi wcześniej, tj. z technologiczną pró-bą wyłuskiwania i badaniami on-line.

Na rysunku 6 przedstawiono wyniki badań mikro- (pow. 50x) i makroskopowych (pow. 18x).

Na podstawie badań makroskopowych zmierzono śred-nicę jądra zgrzeiny oraz zmierzono odległość pomiędzy przeciwległymi powierzchniami łączonych materiałów z uwzględnieniem wgniotu elektrod. Z uwagi na płynne prze-chodzenie strefy jądra w materiał rodzimy trudno jedno-znacznie określić, gdzie kończy się jądro, a zaczyna mate-riał rodzimy, pomiar był więc subiektywny. Dzięki badaniom mikroskopowym możliwy był pomiar wymiarów jądra w kie-runku prostopadłym do grubości powierzchni blach, gdyż granica pomiędzy jądrem zgrzeiny a strefą wpływu ciepła przy powiększeniu 50x była bardzo wyraźna. W przypad-ku nieregularnego kształtu jądra dokonano kilku pomiarów, a następnie wynik uśredniono.

Wyniki pomiarów, tj. średnicę jądra zgrzeiny (d), wymiar jądra w kierunku prostopadłym do powierzchni materiału zgrzewanego (h), odległość pomiędzy przeciwległymi po-wierzchniami blach (odległość h1, rys. 2) oraz procent pe-netracji jądra H w głąb materiału rodzimego wyznaczony z zależności (2) zamieszczono w tablicy III.

Tablica III. Wyniki badań metalograficznych

Ozna-czenie złącza

Średnica jądra

zgrzeiny mm

Wyso-kość jądra

zgrzeiny h, mm

Grubość złącza (z uwzględnieniem

wgniotu po elektrodach), mm

Penetra-cja jądra

H, %

23 3,0 1,1 2,65 42

17 4,2 1,3 2,63 49

15 4,0 1,3 2,69 48

12 4,9 1,48 2,61 57

9 4,9 1,75 2,61 67

5 5,6 1,75 2,58 68

3 5,9 1,3 2,52 52


Rys. 6. Pomiar średnicy jądra zgrzeiny (d) i wysokości jądra (h) przy wykorzystaniu badań metalograficznych. Trawione nitalem. Ozna-czenie próbek wg tablicy II [3]

PodsumowaniePrzeprowadzone badania wskazują na ścisły związek

pomiędzy obrazem ultradźwiękowym czasu przejścia sygna-łu odbitego rejestrowanego za pomocą metody on-line (tj. w czasie zgrzewania) i obliczonym na jego podstawie stopniem penetracji jądra zgrzeiny w głąb materiału zgrzewanego. Stwierdzono, że pomiędzy wymiarem jądra w kierunku pro-stopadłym do powierzchni elektrod a średnicą jądra zgrzeiny istnieje zależność, na podstawie której można stwierdzić, że dla danej grubości blach (w omawianym przypadku dla bla-chy ze stali niskowęglowej o grubości 1,4 mm) po przekro-czeniu pewnej wartości progowej stopnia penetracji jądra, zgrzeina będzie miała na pewno prawidłowe rozmiary.

Warto zwrócić uwagę na zbliżone wartości stopnia pe-netracji jądra w głąb materiału, obliczone na podstawie cza-su przejścia fali ultradźwiękowej przez tworzące się ciekłe jądro zgrzeiny, a wynikami uzyskanymi bezpośrednio z po-miarów przy wykorzystaniu badań metalograficznych. Róż-nica pomiędzy wspomnianymi pomiarami wynosi średnio 5%. W jednym przypadku (próbka nr 3) różnica jest duża i wynosi 20%.

Ponadto należy zwrócić uwagę na wyniki pomiaru śred-nicy jądra zgrzeiny różnymi metodami.

Mniejsze średnice jądra zgrzeiny dla każdej z badanych próbek uzyskano, wykonując badania metalograficzne, tj. pomiary za pomocą stereoskopowego mikroskopu optyczne-go. Wynik pomiaru jądra za pomocą suwmiarki jest zawsze większy z uwagi na pozostałe resztki materiału rodzimego wokół jądra, co w mniejszym lub większym stopniu prowadzi do błędnego odczytu wyniku (wynik pomiaru średnicy jądra zgrzeiny jest zawyżony). Ilustrację tego zjawiska przedsta-wiono na rysunku 7.

Należy podkreślić że relacja pomiędzy wysokością zgrzeiny a jej średnicą zależy od wielu czynników (stanu po-wierzchni materiału zgrzewanego, jego rodzaju i grubości, kształtu i rodzaju elektrod i intensywności ich chłodzenia) i tylko dla ustabilizowanego procesu na drodze statystycznej można ją wykorzystać do oceny średnicy jądra zgrzeiny.

Rys. 7. Ilustracja różnicy średnicy jądra zgrzeiny: a – podczas ba-dań metalograficznych, b – pomiar za pomocą suwmiarki

a)

b)


WnioskiNa podstawie przeprowadzonych badań stwierdzo-

no, że:1. Istnieje ścisły związek pomiędzy obrazem ultra-

dźwiękowym czasu przejścia sygnału odbitego rejestrowanego za pomocą metody on-line (tj. w czasie zgrzewania) i obliczonym na jego podstawie stopniem penetracji jądra zgrzeiny w głąb materiału zgrzewanego.

2. Na podstawie pomiaru stopnia penetracji jądra zgrzeiny w głąb materiału zgrzewanego dla stabil-nego procesu zgrzewania można oszacować śred-nicę jądra.

3. Badania weryfikacyjne, tj. badania metalograficzne i test destrukcyjny złączy (technologiczna próba wyłuskiwania) potwierdziły możliwości zastosowa-nia metody ultradźwiękowej oceny średnicy jądra zgrzeiny na podstawie pomiaru penetracji jądra.

Literatura[1] Ambroziak A., Koralewicz Z., Korzeniowski M., Kustroń

P.: „Kontrola jakości powstających zgrzein metodą ultra-dźwiękową”, Prace Naukowe Instytutu Technologii Maszyn i Automatyzacji PWr., Zeszyt nr 73, Oficyna Wydawnicza Politechniki Wrocławskiej, 2004.

[2] Klimpel A.: „Spawanie zgrzewanie i cięcie metali”, WNT Warszawa, 1999.

[3] Korzeniowski M.: Rozprawa doktorska pt.: „Monitorowanie metodą ultradźwiękową procesu zgrzewania oporowego punktowego”, Wrocław 2008.

[4] Chertov A.M., Maev R. Gr.: „Inverse problem solution to find real-time temperature distribution inside the spot weld me-dium using ultrasound time of flight methods”, QNDE Con-ferences, Jul 27-Aug 3 2003, Green Bay, Wisconsin USA.

[5] Chertov A. M., Maev R. Gr.: „A one-dimensional numeri-cal model of acoustic wave propagation in a multilayered structure of a resistance spot weld”, IEEE Transactions on Ultrasonics, Ferroelectrics and Frequency Control, Vol. 52, No. 10, October 2005.

[6] Smith R. T., Webber, G. M. B., Young F. R., Stephens R. W. B.: „Sound propagation in liquid metals”, Advances in Physics, Vol.16, Issue 63 1967.

Kędzierzyn-Koźle, 16 września 2009 r. – firma Air Products, naj-większy dostawca gazów technicznych w Polsce, otworzyła na te-renie istniejącego zakładu firmy w Kędzierzynie-Koźlu nowoczesną wytwórnię ciekłego tlenu i azotu. Dzięki tej inwestycji Air Products podwoi swoje moce produkcyjne gazów skroplonych w Kędzierzynie z 400 do 800 ton dziennie. Po uruchomieniu tej wytwórni, zakład Air Products w Kędzierzynie-Koźlu stanie się największym zakładem produkcji gazów ciekłych w Polsce. Pozwoli to zaspokoić rosnący popyt odbiorców firmy nie tylko w Polsce, ale także w Czechach i na Słowacji. Wartość inwestycji Air Products w Kędzierzynie przekro-czyła 20 milionów dolarów amerykańskich.

Nowa instalacja powstała na terenie istniejącego zakładu Air Products wytwarzającego gazowy tlen i azot, a także ciekły tlen, azot oraz argon. Wytwórnia będzie dostarczała tlen i azot firmom z sektorów takich jak metalurgia czy przetwórstwo spożywcze oraz służbie zdrowia. Azot wytwarzany w zakładzie w Kędzierzynie-Koźlu w procesie niskotemperaturowego (kriogenicznego) skraplania, cha-rakteryzować się będzie wysoką czystością – do 5 ppm (części na milion) tlenu, co jest szczególnie ważne ze względu na wymagania technologiczne procesów, w których znajduje zastosowanie. Dzięki wykorzystaniu innowacyjnej technologii, sterowanie instalacją jest zdalne i odbywa się z centrum operacyjnego w Częstochowie.

Budowa otwartej wytwórni rozpoczęła się w 2007 roku. Obecnie Air Products planuje również budowę nowoczesnej napełnialni butli w Warszawie, której otwarcie planowane jest na rok 2010.

Dzięki swoim unikalnym właściwościom, do których należy bar-dzo niska temperatura: -196°C, ciekły azot znajduje wiele różnych zastosowań. Wykorzystuje się go m.in. do szybkiego zamrażania żywności, produkcji lodów o fantazyjnych kształtach czy pakowania produktów spożywczych np. chrupek lub napojów. Do innych zasto-sowań należą krioterapia, produkcja plastiku oraz obróbka metali, w

Air Products otworzyła nową wytwórnię ciekłego tlenu i azotu w Kędzierzynie-Koźlu

szczególności nawęglanie gazowe, utwardzanie oraz walcowanie na zimno. Ciekły azot wykorzystywany jest również do produkcji sztucz-nego śniegu. Air Products wykorzystując ciekły azot od dwóch lat wspiera organizatorów Pucharu Świata w skokach narciarskich w Zakopanem.

Ciekły tlen wytwarzany przez Air Products, ma również wiele za-stosowań, zarówno w przemyśle jak i w sektorze usług, dzięki czemu firma może wpływać na poprawę jakości życia ludzi począwszy od ochrony zdrowia aż po ochronę środowiska naturalnego. Stosuje się go m.in. do zaopatrywania szpitali, tlenoterapii domowej, uzdatniania ścieków, a także do natleniania wody w hodowlach ryb. W przemyśle metalurgicznym i szklarskim tlen wykorzystywany jest w procesach wytopu metali i szkła.


Przedstawiono badania prowadzone w Instytucie Spawalnictwa nad zastosowaniem spawania laserowe-go ze spoiwem wiązką ogniskowaną w jednym i dwóch punktach. W badaniach wykorzystano technikę spawa-nia z materiałem dodatkowym w postaci drutu. Badania przeprowadzono z wykorzystaniem lasera CO2 o mocy 3800 W oraz specjalnej głowicy i podajnika drutu o średnicach 0,8 i 1,2 mm. Zastosowano dwa zwierciadła ogniskujące: f = 270 mm i f = 270 mm-bifocal, d=0,7 mm. Przedstawiono wpływ sposobu ogniskowania wiązki la-serowej na proces tworzenia się spoiny i jakość złączy ze stali niestopowych. Oceniono możliwości wykorzy-stania tej techniki spawania laserowego do łączenia wy-branych, przemysłowych elementów konstrukcyjnych.

WstępSkoncentrowaną wiązkę promieniowania laserowe-

go można wykorzystać do spawania różnymi metodami. Najprostsza, najlepiej zbadana i opanowana jest metoda przetapiania bez materiału dodatkowego, nieukosowanych brzegów łączonych elementów zestawionych ze sobą bez szczeliny, za pomocą pojedynczej wiązki promieniowania. Spoinę tworzy wówczas wyłącznie stopiony materiał brze-gów łączonych elementów. Zalety tej techniki, zwanej spa-waniem z głębokim wtopieniem, są szczególnie widoczne w przypadku złączy doczołowych. Spoina, uzyskując kształt kapilary (kanału gazodynamicznego towarzyszącego proce-sowi spawania laserowego) jest głęboka i wąska. Wąska jest również strefa wpływu ciepła. Bardzo małe są odkształcenia spawanego złącza, a wydajność procesu duża.

Spawanie laserowe z głębokim wtopieniem, mimo oczy-wistych zalet, ma jednak dwie zasadnicze wady: 1. wyma-ga bardzo precyzyjnego przygotowania brzegów łączonych elementów, 2. nie pozwala na modyfikacje materiału spoiny, której skład chemiczny pozostaje taki sam jak skład che-miczny materiału podstawowego. Ponadto, w niektórych przypadkach w złączach pojawiają się charakterystyczne niezgodności spawalnicze, takie jak: pęcherze lub pęknię-cia. Mogą też tworzyć się struktury hartownicze. Nie wszyst-kie gatunki stali i stopów metali nieżelaznych mogą być za pomocą tej metody spawane.

Ograniczenia spawania laserowego jedną wiązką mogą jednak zostać zmniejszone lub całkowicie wyeliminowa-ne przez zastosowanie spawania laserowego z dodatkiem spoiwa. Dodatek spoiwa umożliwia łączenie elementów ze znaczną nawet szczeliną. Pozwala też wykonywać spoiny wielowarstwowe laserem mniejszej mocy, zwłaszcza wte-dy, kiedy konieczne jest ograniczenie ilości ciepła w proce-

sie spawania. Może również wpływać na skład chemiczny i geometrię spoiny oraz strukturę złącza. Dzięki zastosowa-niu spoiwa możliwe jest obniżenie równoważnika węgla w spoinie łączącej elementy ze stali o wysokim równoważniku węgla, albo też obniżenie dynamiki cyklu cieplnego procesu spawania laserowego.

Specyfika metody spawania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci drutu

Schemat metody spawania laserowego z materiałem do-datkowym w postaci drutu przedstawiono na rysunku 1. Drut podawany jest za pomocą specjalnego podajnika. Profesjo-nalne podajniki drutu spawalniczego produkowane są przez wyspecjalizowane firmy.

Spawanie laserowe z materiałem dodatkowym w postaci drutu jest procesem znacznie trudniejszym technicznie niż przetapianie nieukosowanych brzegów jednym przejściem wiązki lasera. Konieczne jest zapewnienie procesowi spa-wania stabilności, zakłócanej wprowadzaniem materiału dodatkowego. Wymagane są: odpowiednia osłona gazowa i kontrola obłoku plazmy. Konieczny jest precyzyjny dobór wielu parametrów: mocy wiązki, prędkości spawania, pręd-kości podawania drutu. Ważne jest odpowiednie, wzajemne przestrzenne usytuowanie podajnika drutu i wiązki lasero-wej.

Prof. dr hab. inż. Jan Pilarczyk, dr inż. Marek Ba-nasik, mgr inż. Jerzy Dworak, dr inż. Sebastian Stano – Instytut Spawalnictwa, Gliwice. Rys. 1. Schemat procesu spawania laserowego z dodatkiem spoi-

wa w postaci drutu

Jan Pilarczyk,Marek BanasikJerzy DworakSebastian Stano

Spawanie laserowe ze spoiwem – badania i możliwości aplikacji przemysłowych


Kinetyka procesu spawania laserowego z dodatkiem spoiwa różni się zasadniczo od kinetyki procesów spawania łukowego z materiałem dodatkowym, takich jak MIG, MAG, czy MMA. W przypadku spawania łukowego, stapiane krople metalu elektrody (drutu elektrodowego) są przenoszone do spoiny (do jeziorka płynnego metalu) siłą grawitacji i siłami występującymi w łuku elektrycznym. Zmiana parametrów prądowych procesu spawania łukowego, np. MIG/MAG, po-zwala precyzyjnie regulować, przy wykorzystaniu zaawanso-wanej elektroniki, sposób przenoszenia metalu w zależności od rodzaju łuku (zwarciowy, natryskowy, strumieniowy, wiru-jący). Natomiast w przypadku spawania laserowego, krople materiału dodatkowego są przenoszone do obszaru utwo-rzonego w procesie spawania laserowego, kanału gazody-namicznego i jeziorka tylko siłą grawitacji (rys. 2 a, b i c). W kanale gazodynamicznym na roztopioną cienką warstew-kę metalu działa wiele sił. Są to m.in. ciśnienie hydrostatycz-ne, napięcie powierzchniowe, ciśnienie par metalu w kanale, tarcie między strumieniem par a ciekłą warstwą i inne.

Urządzenia do spawania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci drutu

Do spawania laserowego ze spoiwem można wykorzy-stywać wszystkie typy laserów stosowanych do obróbki ma-teriałów. Uniwersalne i nowoczesne stanowisko z laserem gazowym CO2, jakim dysponuje Centrum Technologii Lase-rowych Instytutu Spawalnictwa, wyposażone w moduł po-dajnika drutu, przedstawiono na rysunkach 3, 4 a, b. Moduł podajnika drutu może być stosowany do spawania z zasto-sowaniem różnych gatunków i średnic drutów, różnych osłon gazowych oraz różnych parametrów wiązki laserowej.

Jeśli do spawania laserowego z materiałem dodatkowym stosowane są stanowiska zrobotyzowane wyposażone w lasery YAG, HPDL lub lasery włóknowe, głowice podające

Rys. 2. Spawanie laserowe z materiałem dodatkowym w postaci dru-tu: a – schemat tworzenia się kanału gazodynamicznego i uprosz-czony układ sił oddziałujących na roztopiony metal w obszarze kapi-lary przy spawaniu wiązkami wysokoenergetycznymi (F1 – ciśnienie hydrostatyczne, F2, F3 – ciśnienie i odrzut par metalu, F4 – napięcie powierzchniowe, 1 – wiązka lasera, 2 – obłok plazmy, 3 – kapilara, 4 – jeziorko roztopionego metalu, 5 – niezgodności, jakie mogą się pojawiać przy spawaniu wiązkami wysokoenergetycznymi); b – pod-stawowy układ geometryczny: materiał dodatkowy (drut) – wiązka lasera; c – różne sposoby stapiania się drutu zależne od prędkości podawania drutu, odległości końcówki drutu i mocy wiązki

Rys. 3. Stanowisko z laserem gazowym CO2 w Centrum Technologii Laserowych Instytutu Spawalnictwa, wyposażone w moduł podajni-ka drutu

Rys. 4. Urządzenie do spawania laserowego z materiałem dodat-kowym: a – podajnik drutu, b – głowica doprowadzająca drut do obszaru spawania

drut umieszczane są na kiści robota. Precyzyjne podajniki drutu push-pull, których system sterowania jest zintegrowa-ny z systemem rozwiązań kinematycznych oraz systemem sterowania urządzenia laserowego, zapewniają bardzo sta-bilną prędkość podawania drutu do ok. 10÷20 m/min i odpo-wiednio krótki wylot drutu, zwykle mniejszy niż 5 mm. Jako materiał dodatkowy najczęściej stosowane są standardowe druty spawalnicze o średnicach: 0,8, 1,0 i 1,2 mm. Precyzja usytuowania drutu względem ogniska wiązki promieniowa-nia oraz stabilność podawania drutu są podstawowymi wa-runkami otrzymywania spoin wysokiej jakości.

Dodawanie spoiwa w procesie spawania laserowego po-woduje, że ciepło jest zużywane na stopienie zarówno mate-riału rodzimego, jak i materiału dodatkowego. Dlatego pręd-kość procesu zmniejsza się nawet o 50÷60% w porównaniu ze spawaniem bez materiału dodatkowego. Jest to istotna wada tej metody.

Spawanie laserowe ze spoiwem pojedynczą i podwójną wiązką

Kanał gazodynamiczny, powstający w wyniku oddziały-wania jednej wiązki promieniowania laserowego, nie jest sta-cjonarny; jego kształt podlega ciągłym zmianom, co wynika z dynamiki procesów zachodzących podczas topienia i od-

a) b)


Rys. 5. Kształt kapilary i jeziorka przy spawaniu pojedynczą i po-dwójną wiązką: a, b – cykliczne zmiany geometrii kanału gazodyna-micznego w procesie spawania laserowego, c – zwiększenie kanału i jeziorka przy spawaniu dwiema wiązkami

Rys. 6. Podwójna wiązka i sposoby jej ustawienia w układach: „tan-dem” (1), „obok siebie” (2) i „skośnie” (3)

Rys. 7. Spawanie laserowe podwójną wiązką z materiałem do-datkowym w postaci drutu; a – spawanie w układzie „obok siebie”; b – spawanie w układzie „tandem”

parowania materiału w czasie spawania. Kanał ten podlega zwykle cyklicznemu zasklepianiu i otwieraniu (rys. 5 a, b). Sprzyja to pojawianiu się niezgodności w spoinach – nierów-nomiernego wtopienia oraz pustek. Niestabilność i burzliwe zmiany w obszarze obłoku plazmy, kanału gazodynamiczne-go i jeziorka, mogą powodować lokalne intensywne nadlewy lica, podtopienia, nierównomierne ułożenie łusek, przepale-nia i inne [2, 3, 6, 10].

W procesie spawania laserowego w wielu przypadkach korzystne jest zastosowanie dwóch wiązek (rys. 5 c). Moż-na wykorzystywać dwie wiązki, albo generowane przez dwa niezależne źródła, albo też uzyskane w wyniku podziału jed-nej wiązki za pomocą specjalnego zwierciadła. Spawanie podwójną wiązką zapewnia poszerzenie kapilary (rys. 5 c), a w konsekwencji: zwiększenie objętości jeziorka roztopione-go metalu, stabilizację obłoku plazmy i kształtu kapilary oraz złagodzenie cyklu cieplnego spawania. Wiązkę laserową roz-dzieloną na dwie wiązki (a) za pomocą zwierciadła twistlas (b) oraz sposoby ustawienia dwóch wiązek w stosunku do kierunku spawania (c) przedstawiono na rysunku 6, a warian-ty spawania podwójną wiązką ze spoiwem na rysunku 7.

Badania składu chemicznego i struktury spoin spawanych laserowo z materiałem dodatkowym

Sposób przemieszczania i mieszania się materiału do-datkowego z materiałem podstawowym w obszarze kanału gazodynamicznego i jeziorka płynnego metalu jest mało po-znany, a jednocześnie istotny z punktu widzenia tworzenia i kształtowania spoiny.

W Instytucie Spawalnictwa, wykorzystując posiadane nowoczesne urządzenia, rozpoczęto badania celem posze-rzenia wiedzy w tym zakresie. Celem badań było określenie w jakim stopniu (dla danych parametrów procesu) następu-je wymieszanie stopionego materiału dodatkowego (drutu) z materiałem stapianych brzegów materiału podstawowego, tj. czy w całym obszarze spoiny powstaje struktura jedno-rodna, czy też w spoinie istnieją obszary (np. grań, środkowa część spoiny, obszar lica) o składach chemicznych znacząco różniących się między sobą, np. zbliżonych do składu che-micznego albo materiału dodatkowego bądź też materiału podstawowego.

Wykonano próby spawania z materiałem dodatkowym (drut o średnicy 1,2 mm ze stali austenitycznej, w gatunku G19 12 3 L Si 1) o składzie chemicznym wyraźnie różniącym się od składu chemicznego materiału podstawowego (stal niestopowa S355 J2 o grubości 5 mm). Makro- i mikrostruk-tury oraz pomiary twardości wykonanych złączy przedsta-wiono na rysunku 8.

Materiał dodatkowy użyty w procesie spawania zawiera znaczne ilości chromu (19%) i niklu (11,5%) podczas gdy w materiale podstawowym są obecne jedynie śladowe ilości tych pierwiastków. Celem oceny udziału procentowego ni-klu, chromu i innych pierwiastków stopowych w różnych ob-szarach wykonanych złączy przeprowadzono analizę składu chemicznego na skaningowym mikroskopie elektronowym wyposażonym w system EDS, w mikroobszarach złączy, wykorzystując do tego celu zgłady przygotowane do badań mikroskopowych (rys. 8).

a)

b)


Rys. 8. Złącza spawane z materiałem dodatkowym podwójną wiązką lasera w układzie tandem, materiał: stal S355 J2, g = 5 mm, drut: G19 12 3 L Si 1 średnicy 1,2 mm, laser CO2, P = 3800 W, f = 270 mm, vs = 0,9 m/min; a – makrostruktura złączy spawanych laserem, b – rozkład twardości na przekroju złącza, c – mikrostruktura spoiny, d – mikrostruktura obszaru linii wtopienia

Rys. 9. Analiza powierzchniowa składu chemicznego w różnych ob-szarach złącza z rysunku 8

Rys. 10. Mikroanaliza składu chemicznego w obszarze linii wtopie-nia złącza z rysunku 8: a – analiza powierzchniowa, b – rozkład li-niowy pierwiastków

Wykonano mikroanalizy powierzchniowe z obszaru spoi-ny, strefy wpływu ciepła i materiału rodzimego oraz rozkłady liniowe w obszarze wtopienia.

Na rysunkach 9 i 10 dla złącza z rysunku 8 przedstawio-no zawartość podstawowych pierwiastków w poszczegól-nych obszarach złącza oraz zmiany koncentracji tych pier-wiastków w obszarze linii wtopienia.

Zawartość chromu i niklu w spoinie wynosi odpowiednio: Cr – 7,69%, Ni – 3,53% (obszar 1 – obszar lica) i Cr – 7,35%, Ni – 2,98% (obszar 2 – obszar grani), podczas gdy materiał podstawowy nie zawiera tych pierwiastków (rys. 9). Rozkład liniowy w mikroobszarze linii wtopienia potwierdza poziom tych zmian (rys. 10). Taki rozkład i zawartość pierwiastków

stopowych w spoinie świadczą o dobrym wymieszaniu się materiału rodzimego i materiału drutu spawalniczego pod-czas spawania badanych złączy i dużej jednorodności skła-du chemicznego spoiny.

Przykłady możliwych zastosowań spawania laserowego ze spoiwem do elementów z produkcji przemysłowej

W Instytucie Spawalnictwa prowadzone są liczne próby praktycznego spawania laserowego z materiałem dodatko-wym. Kilka przykładów ilustrują kolejne rysunki. Na rysunku 11a przedstawiono spawanie złączy teowych, natomiast na rysunku 11b zaprezentowano spawanie elementów ruro-wych.

Przykładem zastosowania spawania laserowego ze spo-iwem jest połączenie tulei i wspornika (rys. 12). Łączone elementy wykonane metodami obróbki plastycznej mają re-latywnie duże pole tolerancji wymiarowych w porównaniu np. z różnymi elementami uzyskiwanymi metodą obróki skrawa-niem. Elementy składowe wspornika mają różne promienie gięcia i zaokrąglenia wzdłuż trajektorii spoiny, a w dodatku niewielkie grubości ścianek. Spawanie laserowe ze spoiwem skutecznie konkuruje tutaj ze spawaniem laserowym bez spoiwa. W stosunku do spawania łukowego MIG/MAG, złą-cza spawane laserem z materiałem dodatkowym mają mniej-sze odkształcenia i charakteryzują się wyższą estetyką.

Innym przykładem wykorzystania spawania laserowego z materiałem dodatkowym jest łączenie rurek sond pomiaro-wych (rys. 13). Należy połączyć dwie rurki ze stali nierdzew-

a)

c) d)

b)


Rys. 11. Spawanie laserowe ze spoiwem: a – złączy teowych, b – elementów rurowych

Rys. 12. Spawanie laserowe z materiałem dodatkowym tulei i wspornika materiały; tuleja – SAE 1008, grubość 3 mm; wspornik – S355MC; drut – G3S1, o średnicy 1,2 mm

Rys. 13. Spawanie laserowe ze spoiwem rurek sond pomiarowych, podwójną wiązką „obok siebie”: a – sonda pomiarowa, b – makro-struktura złącza (materiał x10CrNi18-8 o średnicy 25/2 + 12/1 mm), c – utrata prostoliniowości pospawanych rurek przy niewłaściwie do-branej technologii spawania

nej o różnych średnicach (np. 25 + 12 mm lub 12 + 6 mm) i znacznej długości, zachowując liniowość rurek po spawaniu i nie naruszając wewnętrznej powierzchni rurek. Spawano laserem CO2, P = 2600 W, f = 270 mm, układ: „obok siebie”, drut o średnicy 0,8 mm, vs = 1,8 m/min.

WnioskiSpawanie laserowe z materiałem dodatkowym

w postaci drutu jest techniką, która w zasadniczy sposób zmienia i rozszerza możliwości spawania laserowego jed-ną wiązką promieniowania bez materiału dodatkowego. Zastosowanie tej techniki pozwala precyzyjnie wpływać na prowadzenie procesu spawania oraz na jakość i struk-turę złączy. Wykorzystanie podwójnej wiązki promienio-

Literatura[1] Banasik M.: Spawanie laserowe, Poradnik Inżyniera Spa-

walnictwo tom II. WNT, Warszawa 2005.[2] Banasik M., Dworak J., Stano S.: Badania procesu spa-

wania i lutowania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci drutu. Praca badawcza Nr Ci-13 (ST-256). Instytut Spawalnictwa, Gliwice, 2008.

[3] Banasik M., Dworak J.: Badanie wpływu parametrów tech-nologicznych procesu spawania laserowego na jakość złą-czy spawanych. Praca badawcza Ci-2 (ST-177). Instytut Spawalnictwa, Gliwice, 2001.

[4] Dilthey U., Lueder F.: Laserstrahlschweißen. Prozesse, Werkstoffe, Fertigung und Prüfung. DVS-Verlag, 2000.

[5] Holthaus M.: „Laser 2000“ Verfahrensvarianten beim Laser-strahlschweißenmit Zusatzwerkstoff. SLV Duisburg GmbH, Duisburger Schweißtage 2000.

wania rozszerza zakres możliwości spawania. Dostępne na rynku urządzenia do podawania spoiwa, wyposażone w odpowiednio zaawansowane systemy sterowania mocą wiązki promieniowania i posuwu drutu, stwarzają moż-liwości zastosowana tej metody w różnych wariantach w produkcji wielu zaawansowanych technologicznie wyro-bów przemysłowych.

[6] Paten M., Schneegans J., Hendricks M., Huwer A.: Laser beam welding with filler wire. IIW. DOC. IV-545-90, ISF Aachen, 1990.

[7] Weise S.: Heißrißbildung beim Laserstrahlschweißen von Baustählen. Reihe Strahltechnik Band 7, BIAS Verlag Bre-men, 1998.

[8] Binroth C.: Sabilisierung beim CO2-Laserstrahlschweißen von Aluminium mit Zusatzwerkstoff. Reihe Strahltechnik Band 1, BIAS Verlag Bremen, 1995.

[9] Klassen M.: Prozeßdynamik und Prozeßstabilitäten beim Laserstrahlschweißen von Aluminiumlegierungen. Reihe Strahltechnik Band 13, BIAS Verlag Bremen, 1998.

[10] xie J.: Dual beam laser welding, Welding Journal, October 2002.

a) b) a) b)

c)


Stabilność procesu spawania metodą MAG jest w dużej mierze uwarunkowana sposobem przecho-dzenia ciekłego metalu w przestrzeni łukowej. Jest on przede wszystkim wynikiem stosowanych parametrów napięciowo-prądowych procesu spawania. Wdrożo-ne do praktyki przemysłowej w ostatnich kilku latach nowe odmiany konwencjonalnego spawania MAG po-zwalają na sterowanie procesem przechodzenia metalu w łuku. Należą do nich takie odmiany MAG jak Power Mode i STT. Są one dość dobrze opisane w literaturze pod względem korzyści wynikających z ich stosowania zarówno dla stabilności procesu spawania, jak i jako-ści uzyskiwanych złączy. Brak jest natomiast danych o wpływie tych metod, a ściślej towarzyszącym im spo-sobom przechodzenia metalu w łuku na właściwości wykonywanych złączy. Wyniki badań w tym zakresie prezentowane są w niniejszym artykule. Badaniom pod-dano złącza spawane trzema metodami: konwencjo-nalną metodą MAG łukiem zwarciowym, metodą Power Mode oraz metodą STT. Wykazano, jaki wpływ mają po-szczególne metody spawania, różniące się między sobą sposobem przechodzenia metalu w łuku, na właściwo-ści wykonywanych złączy.

WstępProces spawania MAG jest jedną z najbardziej rozpo-

wszechnionych metod spawania w przemyśle. Metoda ta jest obecnie wykorzystywana do łączenia większości stopów technicznych i jest nadal udoskonalana. Podczas spawania różnymi odmianami metody MAG występują różne sposoby przechodzenia metalu w łuku będące wynikiem parametrów procesu. Towarzyszy im różna stabilność łuku, wielkość jeziorka spawalniczego, ilość rozprysku, stopień porowato-ści, a nawet skład chemiczny spoiny. Przedmiotem badań oprócz tradycyjnego spawania MAG łukiem zwarciowym były takie odmiany tego procesu jak: STT (surface tension transfer) i Power Mode. Są to procesy, w których zastosowa-nie odpowiednich układów sterujących w źródłach zasilania łuku pozwoliło na kontrolę przejścia kropli ciekłego metalu z końca drutu elektrodowego do jeziorka spawalniczego. W literaturze technicznej i naukowej brak jest danych dotyczą-cych wpływu danej metody na właściwości złączy. Dostępne publikacje ograniczają się do informacji komercyjnych pro-ducenta na temat zastosowania tych metod. Rodzi się zatem pytanie, czy kontrolowane przechodzenie metalu elektrody do jeziorka ciekłego metalu, charakterystyczne dla nowych odmian metody MAG, ma jakikolwiek wpływ na budowę i

właściwości wykonywanych złączy. W celu uzyskania odpo-wiedzi na to pytanie zrealizowano cykl badań obejmujących wykonanie złączy spawanych oraz ocenę ich właściwości na podstawie wyników następujących badań: nieniszczących, strukturalnych, rozkładu pierwiastków w spoinie i wytrzyma-łościowych. Złącza przeznaczone do badań wykonywano metodami: MAG łukiem zwarciowym, Power Mode i STT oznaczonymi odpowiednio w dalszej części opracowania jako CV, PM i STT.

Przygotowanie próbek do badańWszystkie próby spawania zostały przeprowadzone na

blachach o grubości 3 mm ze stali: S355 wg normy PN-EN 10025:2 oraz x6CrNiTi18-10 i x2CrNiMoN22-5-3 wg normy PN-EN 10088:1. Do każdego gatunku stali został dobrany materiał dodatkowy w postaci drutu elektrodowe-go o odpowiednim składzie chemicznym i średnicy 1,2 mm. Do spawania stali S355 użyto mieszanki gazu osłonowego o składzie 82% Ar + 18% CO2, a w przypadku stali x6Cr-NiTi18-10 i x2CrNiMoN22-5-3 mieszanki 98% Ar + 2% CO2. Próbki do spawania zostały przygotowane zgodnie z normą PN-EN ISO 15614-1:2005 „Specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – Badanie technologii spawania – Część 1: Spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie

Dr inż. Jakub Górecki, dr hab. inż. Andrzej Kolasa prof. PW – Politechnika Warszawska. Rys. 1. Porównanie parametrów spawania próbek spawanych

w pozycji PA ze stali: a, b –S355: c, d – x6CrNiTi18-10 x2; e, f –. x2CrNiMoN22-5-3

Jakub GóreckiAndrzej Kolasa

Wpływ sposobu przechodzenia metalu w łuku przy spawaniu metodą MAG na właściwości złączy

a) b)

c) d)

e) f)


łukowe niklu i stopów niklu”, tj. ukosowane na V. Złącza wy-konano trzema wcześniej wymienionymi metodami spawa-nia, tj. CV, PM i STT, w dwóch pozycjach spawania: podolnej PA i pionowej z dołu do góry PF, a w przypadku spawania metodą STT w pozycji pionowej z góry do dołu PG. Podczas prób spawania zarejestrowano takie parametry, jak: natęże-nie prądu spawania, napięcie łuku oraz prędkość spawania i energia liniowa, których wartości przedstawiono na rysun-kach 1 i 2.

Badania strukturalne złączy spawanych

Przeprowadzone badania makroskopowe złączy spa-wanych ze stali S355 wykazały zależność pomiędzy meto-dą spawania a geometrią spoiny. Wysokości nadlewów dla próbek spawanych w pozycji PA wynosiły odpowiednio: CV 0,6 mm, PM 0,7, STT 0,7 mm, a dla próbek spawanych w pozycji PF: CV 1,8 mm, PM 0 mm, STT 0,4 mm. Doko-nano także pomiaru szerokości spoiny w połowie grubości materiału rodzimego. Szerokości spoin dla próbek spa-wanych w pozycji PA wynosiły odpowiednio: CV 4,3 mm, PM 4,6 mm, STT 1,9 mm oraz dla próbek spawanych w po-zycji PF: CV 4 mm, PM 4 mm, STT 3,3 mm.

Przykładowe wyniki obserwacji struktur złączy spawa-nych wykonanych ze stali S355 trzema wybranymi metoda-mi przedstawiono na rysunku 3. Ze względu na małą zawar-tość węgla w spoiwie oraz szybką krystalizację, analizowana struktura spoin składa się z ferrytu (często w układzie Wid-mannstättena) oraz troostytu (perlitu). Stwierdzono, że wyko-rzystane sposoby spawania nie wpływają znacząco na zmia-ny strukturalne zachodzące w obrębie spoiny. Na podstawie obserwacji strukturalnych w obrębie spoiny stwierdzono, że w przypadku stali S355 strefa wtopienia jest wąska i słabo

Rys. 2. Porównanie parametrów spawania próbek spawanych w pozycji PF/PG ze stali: a, b – S355; c, d – x6CrNiTi18-10 x2; e, f – .x2CrNiMoN22-5-3

Rys. 3. Struktura spoiny, materiał stal S355: a – metoda CV, b – Po-wer Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Po-wer Mode, f – STT spawane w pozycji PF/PG

Rys. 4. Struktura strefy wpływu ciepła, stal S355: a – metoda CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Power Mode, f – STT spawane w pozycji PF/PG

zarysowana. W strefie przegrzania i wpływu ciepła ujawnio-no obszary mikrostruktury o orientacji pomartenzytycznej, świadczącej o dużym przechłodzeniu oraz obszar struktury typu martenzytycznego o innym charakterze niż mikrostruk-tura materiału rodzimego. Ponadto stwierdzono występowa-nie w obszarze strefy wpływu ciepła rozdrobnionej struktury – strefy znormalizowanej. Mikrostruktury strefy wpływu cie-pła przedstawiono na rysunku 4.

a) b)

c) d)

e) f)


Na podstawie badań makroskopowych i pomiarów cha-rakterystycznych wymiarów spoin złączy spawanych ze stali x6CrNiTi18-10 w pozycji PA najwyższy nadlew odnotowano dla próbki spawanej metodą PM 0,6 mm. Pozostałe wyniki wynosiły: CV 0,5 mm, STT 0,4 mm, a dla próbek spawanych w pozycji PF: CV 1 mm, PM 0,7 mm, STT 0,6 mm. Szerokości spoin mierzone w połowie grubości materiału podstawowego dla próbek spawanych w pozycji PA wynosiły odpowiednio: CV 3,2 mm, PM 4 mm, STT 3,6 mm, a dla próbek spawanych w pozycji PF: CV 2,9 mm, PM 4,5 mm, STT 2,8 mm.

Badania strukturalne w obrębie spoiny stali x6CrNiTi18-10 wykazały, że wybrane sposoby spawania sprzyjają two-rzeniu charakterystycznej struktury dendrytycznej (rys. 5). Analizowana struktura spoin składa się z bardzo drobnych dendrytów austenitu ukierunkowanych w sposób przypad-kowy w obrębie spoiny oraz ferrytu występującego w prze-strzeniach międzydendrytycznych. Potwierdzeniem powyż-szego spostrzeżenia są przeprowadzone badania składu chemicznego, na podstawie których stwierdzono, że w ob-szarach występowania austenitu zawartość niklu jest prawie dwukrotnie wyższa niż w obszarach ferrytu. Odwrotną ten-dencję odnotowano w stosunku do lokalizacji chromu.

Przeprowadzone badania strukturalne złączy spawanych ze stali x6CrNiTi18-10 wykazały występowanie wąskiej stre-fy wtopienia złożonej z ułożonych prostopadle do linii wto-pienia (kierunku odprowadzania ciepła) dendrytów austeni-tu. Jednocześnie poniżej granicy wtopienia zaobserwowano bardzo wyraźny rozrost ziaren austenitu z jednoczesnym ułożeniem ferrytu przebiegającego prostopadle do frontu odprowadzania ciepła. W obszarze strefy wpływu ciepła odnotowano natomiast bardzo wyraźny, prawie dwukrotny rozrost ziaren austenitu w stosunku do materiału rodzimego (rys. 6).

Na podstawie przeprowadzonej liniowej i powierzchnio-wej analizy rozkładu pierwiastków nie stwierdzono zależ-ności pomiędzy metodą spawania a składem chemicznym badanych złączy.

Podczas badań mikroskopowych dokonano pomiarów szerokości strefy wpływu ciepła wszystkich badanych złą-czy. Na rysunku 7 przedstawiono wyniki pomiarów szero-kości strefy wpływu ciepła złączy spawanych ze stali x6Cr-NiTi18-10. Zaobserwowano, że próbka spawana metodą CV charakteryzuje się największą strefą wpływu ciepła o sze-rokości 420 μm. Ponad dwukrotnie mniejszą strefę wpływu ciepła odnotowano dla próbki spawanej metodą STT, która wynosiła 180 μm. Natomiast wielkość strefy wpływu ciepła złącza spawanego metodą PM wynosiła 370 μm. Ponieważ poziom energii liniowej oraz wartości poszczególnych para-metrów spawania (tj. natężenia prądu, napięcia czy prędko-ści spawania) był zbliżony, odnotowane różnice w wielko-ści strefy wpływu ciepła najprawdopodobniej związane są z różnicami w sposobie przechodzenia metalu w łuku spa-walniczym każdej z badanych metod.

Dla złączy spawanych ze stali x2CrNiMoN22-5-3 wyso-kości nadlewów dla próbek spawanych w pozycji PA wynosi-ły odpowiednio: CV 1,1 mm, PM 1,6 STT 0,9 mm. Wysokości nadlewów dla próbek spawanych w pozycji PF były zbliżone,

Rys. 5. Struktura spoiny, stal x6CrNiTi18-10: a – metoda CV, b – Po-wer Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Power Mode, f – STT spawane w pozycji PF/PG

Rys. 6. Struktura strefy wpływu ciepła, stal x6CrNiTi18-10: a – meto-da CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Power Mode, f – STT spawane w pozycji PF/PG

Rys. 7. Szerokość strefy wpły-wu ciepła, stal x6CrNiTi18-10: a – metoda CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA


Rys. 8. Struktura spoiny, stal x2CrNiMoN22-5-3: a – metoda CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Power Mode, f) STT spawane w pozycji PF/PG

równe 0,7 mm. Szerokości spoin mierzone w połowie grubo-ści materiału podstawowego dla próbek spawanych w pozy-cji PA wynosiły: CV 4,7 mm, PM 3,8 mm, STT 3,8 mm. Sze-rokości spoin próbek spawanych w pozycji PF były zbliżone, równe 4,2 mm.

Mikrostruktura spoiny wykonanej ze stali x2CrNiMoN22-5-3 składa się z austenitu występującego w formie igieł oraz fer-rytu stanowiącego osnowę. Ilość austenitu i ferrytu w analizo-

Rys. 9. Struktura strefy wpływu ciepła, stal x2CrNiMoN22-5-3: a – metoda CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA, d – metoda CV, e – Power Mode, f – STT spawane w pozycji PF/PG

Rys. 10. Szerokość strefy wpływu ciepła, stal x2CrNiMoN22-5-3: a – metoda CV, b – Power Mode, c – STT spawane w pozycji PA

wanych spoinach jest porównywalna. Zaobserwowano również występowanie drobnego austenitu szczątkowego (rys. 8).

W spoinach ze stali x2CrNiMoN22-5-3 nie stwierdzono występowania wyraźnej linii wtopienia. Przejście pomiędzy spoiną a strefą wpływu ciepła jest płynne bez wyraźnej gra-nicy między nimi. Struktura tak w obrębie granicy wtopienia, jak i SWC, jest austenityczno-ferrytyczna. Zaobserwowa-no jedynie tendencję w strefie wpływu ciepła do tworzenia wyspowych ziaren ferrytu o znacznych wymiarach, docho-dzących niejednokrotnie do 150 mm, z drobnym austenitem szczątkowym (rys. 9). Na rysunku 10 przedstawiono wyniki

Rys. 11. Wyniki badań faktograficznych próbek ze stali S355: a, e – materiał rodzimy; b, f – próbki wykonane CV; c, g – próbki wykonane Power Mode; d, h – próbki wykonane STT


pomiarów szerokości strefy wpływu ciepła złączy spawa-nych ze stali x2CrNiMoN22-5-3. Złącze spawane metodą CV ma największą strefę wpływu ciepła o szerokości 335 μm. Ponad dwuipółkrotnie mniejszą strefę wpływu ciepła od-notowano dla próbki spawanej metodą STT, wynoszącą tyl-ko 125 μm. Natomiast szerokość strefy wpływu ciepła próbki spawanej metodą PM wynosi 200 μm. Podobnie jak przy złączach spawanych ze stali x6CrNiTi18-10 poszczególne parametry spawania i wynikający z nich poziom energii linio-wej były zbliżone, co sugerowałoby, że różnice w szerokości strefy wpływu ciepła najprawdopodobniej wynikają ze spo-

sobu przechodzenia metalu w łuku spawalniczym różnego dla każdej z badanych odmian metody MAG.

Badania wytrzymałościoweStatyczną próbę rozciągania przeprowadzono na trzech

próbkach dla danej metody i pozycji spawania. We wszyst-kich badanych próbkach przełom nastąpił poza spoiną. Wy-konano następnie badania fraktograficzne przełomów, które dla każdego rodzaju materiału wykazywały cechy plastycz-ne (rys. 11).

PodsumowanieNa podstawie przeprowadzonych badań stwierdzo-

no, że stosowana odmiana spawania MAG charaktery-zująca się odmiennym sposobem przechodzenia metalu w łuku nie wpływa na mikrostrukturę spoiny poza niewiel-kimi różnicami wielkości ziaren. Nie stwierdzono również różnic w składzie chemicznym wykonywanych spoin oraz rozkładzie pierwiastków stopowych. Stwierdzono nato-miast występowanie różnic w makrostrukturach złączy dotyczących szerokości SWC i głębokości wtopienia.

Literatura[1] Bukarov V. A., Ermakov S. S.: Mechanism of droplet forma-

tion and droplet transfer to the pool in arc welding. Welding International 8 (1994).

[2] Choi S. K., Ko S. H., Yoo C. D., Kim Y. S.: Dynamic simula-tion of metal transfer in GMAW – Part 2: Short-circuit trans-fer mode. Welding Journal 77(1) (1998).

[3] Choi S. K., Ko S. H., Yoo C. D., Kim Y. S.: Dynamic simula-tion of metal transfer in GMAW – Part 1: Globular and spray transfer modes. Welding Journal 77(1) (1998).

[4] DeRuntz B. D.: Assessing the benefits of Surface Tension Transfer welding to industry. Journal of Industrial Technolo-gy, 19(4).

[5] Górecki J., Kolasa A.: „Mechanizm przechodzenia metalu w przestrzeni łukowej podczas spawania łukowego elektrodą topliwą w osłonach gazowych”, Prace naukowe, Politechni-ka Warszawska, Mechanika, Zeszyt nr 215 Zaawansowane techniki spajania tworzyw konstrukcyjnych, 2007.

Każda z odmian metody MAG ma określony zakres zastosowania i wymaga odpowiedniej techniki spawa-nia, np.: metoda STT jest szczególnie przydatna do wy-konywania warstwy graniowej na złączach rurowych, a metoda Power Mode do spawania elementów o ma-łych grubościach. Wybór odpowiedniego procesu do konkretnego zastosowania nie pociąga za sobą istot-nych różnic w mikrostrukturach spoin i złączy.

[6] Górecki J.: „Badania wpływu sposobu przechodzenia me-talu w łuku przy spawaniu metodą MAG na właściwości złączy”, Rozprawa doktorska, Politechnika Warszawska, Wydział Inżynierii Produkcji, 2008.

[7] IIW. Commision xII.: Classification of metal transfer. IIW Doc. xII- 636- 76.

[8] Ishchenko Yu. S.: Relationship governing droplet transfer during a short circuit. Welding International 7 (1993)

[9] Jones L. A., Eagar T. W., Lang J. H.: A dynamic model of drops detaching from a gas metal arc welding electrode. J. Phys. D: Appl. Phys. 31

[10] Kolasa A.: „Właściwości dynamiczne źródeł energii elek-trycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny”, Prace naukowe, Politechnika Warszawska, Mechanika, Zeszyt nr 135, Wydawnictwa Politechniki Warszawskiej, 1990.

Adres do korespondencji:Redakcja PRZEGLąD SPAWALNICTWA

00-950 Warszawa 1, skr. poczt. 56


W artykule przedstawiono opis zachowania się kon-strukcji spawanych złożonych z wzajemnie przenika-jących się profili zamkniętych w reakcji na obciążenia zewnętrzne. Ideą budowy konstrukcji tego typu jest częściowe lub całkowite odciążenie spoin wykonanych w węzłach. Zaprezentowano zarówno ideę konstruowa-nia węzłów tego typu, jak i rezultaty badań niszczących wykonanych eksperymentalnie konstrukcji. Materia-ły podstawowe węzłów spawanych przenosiły główną część obciążeń. Wobec nieuwzględnienia tego typu rozwiązań konstrukcyjnych w normach i przepisach, wiedza o ich zachowaniu się w warunkach ekstremal-nych przeciążeń jest niezbędna dla bezpiecznej eksplo-atacji.

WstępKlasyczne konstrukcje metalowe są spajane różnorod-

nymi łącznikami: klejami, nitami montowanymi na zimno lub gorąco, miękkimi lub twardymi lutowinami, zgrzeinami oraz spoinami. Charakteryzują się one różnymi względnymi za-letami, lecz konstrukcje spawane cechuje jedna, trudna do ominięcia wada, będąca praktycznie barierą ich rozwoju.

Konstrukcje te są zwykle tak projektowane i wykonywa-ne, by zastosowane w nich połączenia przenosiły całkowite obciążenia zewnętrzne. Zatem ich łączniki muszą mieć takie przekroje i być rozmieszczone w taki sposób, aby wszelkie obciążenia były całkowicie przejmowane przez złącza, które stają się często najsłabszym ogniwem w konstrukcji i muszą być dokładnie obliczane [1, 2]. Połączenia te są sprawdzane prostymi metodami obliczeniowymi, a niekiedy testami wy-trzymałościowymi [3, 4].

W obliczeniach nie są uwzględniane naprężenia własne – ani w elementach nośnych konstrukcji, ani w łącznikach. Złącza są sprawdzane przez projektantów z tego powodu, że są najsłabszym ogniwem tworzonego modelu. W klasycz-nych konstrukcjach metalowych bardzo trudna jest realizacja jednej z podstawowych zasad konstruowania:

Konstrukcja powinna być tak zaprojektowana i wykonana, by wszelkie łączniki były całkowicie lub w znacznym stop-niu odciążone i nie uczestniczyły w przejmowaniu głównych obciążeń zewnętrznych.

Analiza typowych konstrukcji spawanych

Przedstawiono kilka rysunków ilustrujących realizację tej idei w konstrukcjach spawanych [5, 6]. Siły przenoszone przez elementy konstrukcji bez pośrednictwa spoin przedsta-

wiono na rysunku 1b, d (w przeciwieństwie do rys. 1a, c); spoiny są tu tylko zabezpieczeniem spójności układu kon-strukcyjnego.

Kierując się tą samą zasadą, zmieniono rozwiązanie po-kazane na rysunku 2 z a na b. Dzięki założeniu przepony między dwa pierścienie kołnierza można uniknąć koncentra-cji naprężeń w grani spoiny pachwinowej i przenieść znaczną ich część na przepony i kołnierze. Analogicznie, na rysunku 3 przedstawiono dwa sposoby (rys. 3b i 3c) odciążania spo-iny pokazanej na rysunku 3a. W przypadku pokazanym na rys. 3a występują niebezpieczne naprężenia ścinające oraz ściskająco-rozciągające pochodzące od zginania. Korzyst-niejsze pod tym względem jest rozwiązanie 3b, jednak wy-stępuje tu osłabienie przejściowego przekroju przez spoinę. Najkorzystniejsze jest rozwiązanie pokazane na rysunku 3c.

Dr inż. Jan Plewniak, dr inż. Kwiryn Wojsyk – Poli-technika Częstochowska.

Rys. 1. Sposoby całkowitego odciążania spoin w prostych elemen-tach konstrukcyjnych: a – spoina obciążona ścinaniem przez siłę roz-ciągającą wał, b – spoina niedociążona – siła rozrywająca wał ścina ściankę oraz kołnierz, c – spoina obciążona ścinaniem przez siłę roz-ciągającą tuleję, d – występ na tulei wyklucza obciążenie spoiny

Rys. 2. Sposób częściowego odciążenia spoin: a – spoina narażona na rozciąganie w grani, b – sztywna przepona przejmuje znaczną część pochodzących od ciśnienia obciążeń

Rys. 3. Sposoby przejmowania obciążenia przez elementy konstruk-cji: a – obciążenie od siły P przejmuje wyłącznie spoina, b – spoina pachwinowa odciążona wpustem, c – odciążona spoina brzeżna

Rys. 4. Stosowanie dodat-kowych elementów kon-strukcyjnych (żeber) w celu usztywnienia konstrukcji i odciążenia spoin: a – spoi-na obciążona naprężeniami σ┴ i t┴ pochodzącymi od siły P, b – spoina całkowicie od-ciążona

a) b) c) d)

a) b)

a) b)

Jan Plewniak,Kwiryn Wojsyk

Przydatność konstrukcji spawanych z przenikających się zamkniętych profili kształtowanych na zimno w świetle bezpiecznej eksploatacji

a) b) c)


Spoina łącząca ścianę pionową z podstawą odciążona jest siłami rozciągającymi i ścinającymi (rys. 4a). Dodając z prawej strony żebro wzmacniające (rys. 4b), obciążenia te można radykalnie zmniejszyć.

Podobnie, naprężenia zginające spoinę (rys. 5a) można zniwelować, dodając zakładkę (rys. 5b). Konstruując węzły z kształtowników, należy: – unikać spoin na styk (rys. 5a), zastępując je spoinami

równoległymi do potencjalnie działających sił (rys. 5b), – stosować żebra wzmacniające w przypadku występo-

wania znacznych obciążeń zewnętrznych (rys. 5c), przy czym korzystniejsze są nakładki pokazane na rys. 5e niż żebra wspawane w naroża (rys. 5d),

– żebra należy umieszczać w taki sposób, aby były one ściskane, przenosząc swą sztywnością obciążenie ze-wnętrzne od siły P, a nie rozciągane (rys. 5f). Omówienie przykłady ilustrują sytuacje, w których moż-

na zrealizować podaną zasadę konstrukcyjną. Konstrukcje spawane wykonane z kształtowników przenikających się wzajemnie w węzłach realizują zasadę odciążania spoin w sposób jednoznaczny i radykalny.

Z założenia siły zewnętrzne przenoszone są przez ele-menty składowe konstrukcji, a spoiny czołowe lub pachwi-nowe pełnią rolę pomocniczą lub ubezpieczającą. Stąd też wynika unikatowość konstrukcji zawierających tak zbudo-wane węzły. Konstrukcje zaprojektowane i wykonane na podstawie reguły wzajemnego przenikania kształtowników, jeżeli kształtowniki te są dokładnie przycięte i dopasowane, uzyskują wyjątkową sztywność węzłów w miejscach wystę-powania zewnętrznych sił skupionych, osiągając dodatkowy, w stosunku do klasycznych konstrukcji, zapas wytrzymało-ści. Ich najsłabszym ogniwem przestają być łączniki (spoi-ny), a staje się nim sam kształtownik, którego właściwości mechaniczne można wykorzystać w 100%.

Aby jednak konstrukcje te mogły być wdrożone i po-wszechnie stosowane, należy wykonać badania wytrzyma-łościowe i eksploatacyjne umożliwiające wprowadzenie od-powiednich zaleceń i unormowań dla konkretnych rozwiązań konstrukcyjnych.

Istotnym, ukierunkowującym badania wskaźnikiem jest stosowanie już tego rodzaju konstrukcji w warunkach pod-wyższonych ruchów tektonicznych na terenach zagrożonych sejsmograficznie – np. w Japonii. Są one poddawane nie tylko różnorodnym testom badawczym, ale podczas trzę-sień ziemi – ekstremalnym przeciążeniom eksploatacyjnym. W tych właśnie warunkach ujawniają się ich zalety.

Badania własne

W celu zbadania zachowania się w warunkach przecią-żeniowych konstrukcji, których spoiny – wskutek przenikania się elementów nośnych – są całkowicie lub w znacznej mie-rze odciążone, w Samodzielnym Zakładzie Spawalnictwa Politechniki Częstochowskiej zaprojektowano konstrukcje, zwierające węzły połączone spoinami wzdłużnymi, a także spoinami wzdłużnymi i poprzecznymi.

Projekty węzłów spawanych złożonych z przenikających się profili wykonanych na zimno oparto, wobec nieuwzględ-nienia ich w polskich normach i przepisach, na uniwersal-nych założeniach konstrukcyjnych gwarantujących:– bezpieczeństwo eksploatacyjne konstrukcji,– ekonomikę użytych materiałów podstawowych,– minimalizację spawania i wprowadzania przez nie cie-

pła,– nieskupianie i niekrzyżowanie się spoin,– maksymalne odciążenie spoin od sił zewnętrznych

– z przeniesieniem sił na profile łączone,– prosty i szybki montaż,– zastosowanie najcieńszych i najkrótszych możliwych do

obliczenia spoin, – zastosowanie typowych (standardowych) profili kształto-

wych. Ponadto podstawowym założeniem projektowym eks-

perymentalnych konstrukcji było takie ich modelowanie, aby podczas działania statycznych i quasi-statycznych obciążeń zewnętrznych, konstrukcje te ujawniły – przy różnych pozio-mach obciążeń – zarówno swoje zapasy odkształceń sprę-żystych, jak i plastycznych, zabezpieczających konstrukcje tego typu przed ewentualnym pękaniem.

Innym z założeń było takie wyprofilowanie konstrukcji badawczej, by użyte w badaniach węzły mogły, jako regular-ne, proste i typowe – zostać zastosowane w produkowanych seryjnie, rzeczywistych konstrukcjach stalowych.

Konstrukcja miała dwie pary identycznych węzłów. Spo-iny zaprojektowano i wykonano jako najcieńsze z dopusz-czalnych (ap = 3 mm), niezamknięte obwodowo, tak aby ewentualne pęknięcia konstrukcji mogły rozpocząć się na jednym z dwóch końców każdej z nich w lub dowolnym in-nym miejscu w spoinie, wokółspoinowej strefie wpływu cie-pła lub poza złączem.

W projekcie badania konstrukcji przewidziano oddziały-wanie na tyle dużymi siłami, by wywołać znaczne odkształ-cenia w zakresie sprężystym, a następnie plastycznym całej konstrukcji. Celem prowadzonych badań było:– zaprojektowanie spawanych węzłów w taki sposób, aby

zamknięte (lub otwarte) profile walcowane je tworzące, mogły być wzajemnie zestawione i dopasowane na po-wierzchniach uzyskanych z wycięcia masywniejszego profilu;

– zaprojektowanie złączy spawanych zawierających naj-cieńsze, zgodne z normami budowlanymi (PN–90/B–03200) dopuszczalne spoiny pachwinowe o grubości 2,5 ÷ 3 mm i długości zawartej między 25 i 300 mm;

– usunięcie z rozważań konstrukcyjnych blach węzłowych w każdym rozpatrywanym węźle;

– wykonanie konstrukcji złożonych wyłącznie z zamknię-tych profili połączonych zgodnie z założeniami z pkt. 1 ÷ 3;

– przeprowadzenie eksperymentów wytrzymałościowych polegających na jednoczesnym wytężeniu całej zapro-jektowanej konstrukcji złożonej wyłącznie z przenikają-

Rys. 5. Różne rozwiązania węzłów konstrukcyjnych: a, d, f – ilustrują niepra-widłowe obciążanie spoin, powodujące ich nadmier-ne wytężenie; b, c, e, g – elementy konstrukcyjne przejmują część zewnętrz-nych obciążeń, odciążając spoiny

a) b) c)

d) e)

f) g)


cych się wzajemnie profili zawierającej różne węzły spa-wane;

– zbadanie zakresu sprężystości i plastyczności rozpatry-wanych konstrukcji aż do ich całkowitego zniszczenia i określenie, na czym to zniszczenie polega;

– zbadanie zachowania się nieobwodowych i przerywa-nych spoin pachwinowych pod kątem ich ewentualnego odkształcenia oraz możliwych pęknięć;

– analiza eksperymentów i wyciągnięcie wniosków eksplo-atacyjno-konstrukcyjnych;

– określenie optymalnych parametrów spawania przenika-jących się profili walcowanych.

Badania węzłów spawanych złożonych z przenikających się profili kształtowanych na zimno i zgrzewanych

Badania przeprowadzono na maszynie wytrzymałoś-ciowej z pulsatorem VEB HECKERT 1000, umożliwiającej obciążanie: statyczne, quasi-statyczne i zmęczeniowe. Za-

dawano siły odkształcające konstrukcję i węzły, rejestrując odkształcenia sprężyste i plastyczne zasadniczych elemen-tów węzłów. Wykonano dwie różniące się konstrukcje. Nie-które rezultaty badań przedstawiono na rysunkach 6 i 7.

Niektóre fazy przygotowania węzłów, obciążenia oraz trwałego odkształcenia konstrukcji pokazano na rysunkach 8÷11. Na podstawie otrzymanych wyników badań udowod-niono, że wprowadzenie do konstrukcji zasady minimaliza-cji spoin, zarówno jeśli chodzi o ich grubość, jak i długość, przynosi oczywiste korzyści ekonomiczne (krótszy czas montażu i spawania, mniejsze koszty, znacznie ograniczo-ne naprężenia i odkształcenia), jest jak najbardziej zasadne i daje znaczące efekty w porównaniu z konstrukcją wykona-ną pełnymi, lecz całkowicie obciążonymi spoinami.

Istotną cechą jest także to, że badane konstrukcje wyka-zują zapas sprężystości, niezależnie od wywołanych prze-ciążeniem odkształceń plastycznych. Bardzo istotne zna-

Rys. 7. Odkształ-cenia plastyczne i sprężyste kon-strukcji II

Rys. 6. Od-kształcenia pla-styczne i spręży-ste konstrukcji I

Rys. 8. Złożenie węzła do spa-wania

Rys. 9. Ogólny widok: a – konstrukcji, b – zespawanego węzła konstruk-cji złożonej z przenikających się zamkniętych profili kwadratowych

Rys. 10. Poszczególne fazy od-kształcenia spawanej konstrukcji złożonej z przenikających się profili (a÷e)

a) b)

a) b)

c) d)

e)


czenie dla prawidłowej eksploatacji konstrukcji spawanych z przenikających się profili ma kwestia odpowiedniego przy-gotowania tych elementów przed operacją spawania. Bardzo dobre, wręcz idealne przygotowanie, gwarantuje maszyna 3D Fabri Gear, produkowana przez firmę MAZAK, o jede-nastu sterowanych osiach. Maszyna ta, zawierająca laser CO2 o mocy 4 kW, może przecinać elementy konstrukcyjne o grubości do 30 mm, profili o wymiarach do 12000 x 300 mm. Nacięcia mogą być wykonywane pod różnymi kątami, co umożliwia dowolne kształtowanie węzłów. Rys. 11. Widok węzłów po ostatecznym odkształceniu konstrukcji

Wnioski 1. Spoiny w konstrukcjach złożonych z przenikających

się profili są bezpieczne, tzn. nigdzie nie zaobserwo-wano ich pęknięć, nawet w warunkach znacznego plastycznego odkształcenia materiałów podstawo-wych w bezpośrednim sąsiedztwie spoin.

2. Spoiny o najcieńszych dopuszczonych normami wy-miarach w pełni wystarczają do połączenia przenika-jących się profili.

3. Badane konstrukcje wykazują zapas sprężystości, niezależnie od wywołanych przeciążeniem odkształ-ceń plastycznych.

Literatura [1] Wojsyk K.: Przykład obliczenia naprężeń pochodzących od

złożonych statycznych obciążeń zewnętrznych w spoinie pachwinowej (wg normy PN-90/B-03200). Spajanie mate-riałów konstrukcyjnych, nr 1(1)/2008.

[2] Żebrowski M.: Obliczenia wytrzymałościowe złączy spawa-nych, Przegląd Spawalnictwa nr 7/2007.

[3] PN-90/B-03200: Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie.

4. Spawane węzły są w stanie przejąć znaczną część energii przeciążenia, nie pękając w żadnym z krytycz-nych miejsc.

5. Wstępne badania potwierdziły zarówno istnienie znacznego zakresu sprężystości, a także plastyczno-ści w konstrukcjach tego typu, jak i całkowite bezpie-czeństwo spoin wynikające z ich odciążenia.

6. Zarówno z doświadczeń, a także powyższych rozwa-żań wyraźnie wynika, że dalsze badania są niezbędne – dla konstrukcji zaprojektowanych do pracy w warun-kach rzeczywistej eksploatacji.

[4] Rykaluk K.: Pęknięcia w konstrukcjach stalowych. Dolnoślą-skie Wydawnictwo Edukacyjne, Wrocław 2000.

[5] Skarbiński M., Skarbiński M.: Technologiczność konstrukcji maszyn. WNT, Warszawa 1977.

[6] Ferenc K., Ferenc J.: Konstrukcje spawane. Wyd. III. WNT, Warszawa 2006.

a) b)

W dniu 29-30 maja 2009r. odbyło się III Spotkanie Spawal-ników zorganizowane przez oddziały: Bydgoszcz, Szczecin oraz Koszalin firmy Rywal-RHC. Tegoroczne spotkanie odbyło się w Stanicy Wodnej PTTK w Drawnie.

Część teoretyczna rozpoczęła piątkowe spotkanie spawalni-ków. Wystawcy zaprezentowali swoje produkty oraz innowacyjne rozwiązania. Podczas prezentacji firmy Rywal-RHC poruszone zostały tematy dotyczące m.in. automatyzacji procesów spawa-nia, chemii technicznej, środków ochrony pracy w spawalnictwie jak również innowacyjnych materiałów ściernych. Spawalnicy, mogli wysłuchać również wystąpień reprezentantów takich firm jak: Linde Gaz Sp. z o.o., Esab Sp. z o.o., Vetter Kranetechnik GmbH, 3M Poland Sp. z o.o., Eckert Automatyka Spawalnicza Sp. z o.o. oraz innych.

Podczas praktycznej części spotkania uczestnicy mogli za-poznać się z materiałami i urządzeniami spawalniczymi i szli-fierskimi, środkami chemii technicznej, urządzeniami do cięcia i spawania gazowego, środkami ochrony pracy, automatyza-cją i robotyzacją procesów spawania. Zaprezentowana została również cała gama elektronarzędzi, kompresorów, przecinarek taśmowych, zgrzewarek, agregatów prądotwórczych, urządzeń

dźwignicowych oraz materiałów i urządzeń do lutowania. Trwa-jąca w międzyczasie biesiada sprzyjała wspólnej wymianie zdań wśród uczestników III Spotkania Spawalników. Organizatorzy zorganizowali również dodatkowe atrakcje. Goście mieli możli-wość przepłynięcia się sportową motorówką oraz sprawdzenia swoich sił w miniparku linowym.

Tak duża liczba gości (ponad 280 osób) świadczy o ogrom-nym zainteresowaniu tematyką spawalniczą. Jednocześnie jest to dla nas największa nagroda za trud włożony w przygotowanie III Spotkania Spawalników w Drawnie i napawa nas optymizmem przed organizacją kolejnych spotkań. Pragniemy serdecznie po-dziękować wystawcą za zaangażowanie: Linde Gaz Polska Sp. z o.o. , Esab Sp. z o.o., Vetter Kranetechnik GmbH , 3M Poland Sp. z o.o., Perun Sp. z o.o., P.S. Trading Stolker Peter Sp. j., Abicor Binzel Technika Spawalnicza Sp. z o.o., Sciteex Sp. z o.o., Fein Sp. z o.o., Rothenberger Polska Sp. z o.o., H&J Ma-schinentechnik Sp. z o.o., Eckert Automatyka Spawalnicza Sp. z o.o., Carl Stahl Tech Service Sp. z o.o., Black&Decker Polska Sp. z o.o., Agregaty Sp. z o.o. , Sperian Protection Respiratory Polska Sp. z o.o., Zakłady Kablowe Bitner, Dawin Plus, Acone-xim Sp. j..

III SPOTKANIE SPAWALNIKÓW – DRAWNO 29-30.05.2009 r.


W artykule omówiono najważniejsze czynniki wpły-wające na jakość połączenia stali 18-8 oraz stopów In-conel za pomocą lutu ze stopów niklu, złota oraz srebra. Omówiono zjawiska występujące na granicy podło-że-lut, m.in. w funkcji parametrów technologicznych przygotowania powierzchni oraz parametrów procesu. Przedstawiono również wymagania oraz metody badań i kontroli tych połączeń dla części stosowanych w prze-myśle lotniczym.

WstępW nowoczesnych konstrukcjach silników lotniczych jako

jedną z metod spajania stosuje się coraz częściej lutowanie w piecach próżniowych. Należy zaznaczyć, że technologia lutowania to nie tylko sam proces spajania. W jej skład wcho-dzi wiele procesów technologicznych ściśle powiązanych ze sobą i prowadzonych w określonej kolejności. Możemy do nich zaliczyć m.in. dopasowanie łączonych elementów w celu zoptymalizowania wielkości szczeliny, mechaniczne przygotowanie powierzchni, w tym dobór ścierniwa i para-metrów obróbki strumieniowo-ściernej, chemiczne przygo-towanie powierzchni (mycie, odtłuszczanie itd.), nakładanie powłok technicznych (np. niklowanie), operacje nakładania lutu w różnej postaci (taśmy, pierścienie, pasty, proszki) (rys. 1), a także proces montażu i pozycjonowania zespo-łów do lutowania. Najważniejszą operacją jest sam proces lutowania, w którym należy dobrać prędkość grzania, czas i temperaturę ewentualnych przystanków, czas i temperaturę lutowania, wysokość próżni, prędkość chłodzenia, wysokość tzw. ciśnienia cząstkowego gazu obojętnego, stosowanego w chwili lutowania i moment, w którym dozowany jest do ko-mory pieca. Ważnym etapem jest również jakościowy odbiór uzyskanego złącza.

Mgr inż. Irena Dul, mgr inż. Jan Kopeć, mgr inż. Agnieszka Poradka, mgr inż. Lucyna Turowska – WSK PZL- Rzeszów S.A., dr inż. Tomasz Babul, mgr inż. Ste-fan Kowalski – Instytut Mechaniki Precyzyjnej, dr inż. Jerzy Jakubowski, prof. dr hab. inż. Jacek Senkara – Politechnika Warszawska.

W procesie przygotowania elementów do lutowania sto-sowane jest specjalne oprzyrządowanie, w tym dozowniki i aparaty, które ciśnieniowo wypychają pastę przez specjal-ną igłę umożliwiającą selektywne jej nakładanie na łączone powierzchnie (rys. 2).

Wszystkie te procesy mają wpływ na zwilżalność lutowa-nych powierzchni i wypełnienie szczelin lutowniczych, a tym samym na jakość otrzymywanego złącza. Warunki odbioru określają rysunki części oraz normy określające wymagania, w tym położenie linii lutowia (menisku), powierzchnię przyle-gania, głębokości dyfuzji lutu w materiał podstawowy itp. Przy-kładowo wg normy AMS2675 (lutowanie stopami Ni), AMS 2670 (lutowanie Cu), AMS2664 (lutowanie Ag) powierzchnię złącza określa się na minimum 80% łączonych powierzchni i 100% widoczności linii lutowia [2÷4]. Na rysunku 3 przed-stawiono prawidłową i nieprawidłową spoinę po procesie lutowania.

W artykule przedstawiono wybrane wyniki badań prze-prowadzonych w ramach wspólnych prac [5, 6, 9] przez pra-cowników WSK Rzeszów oraz Instytutu Mechaniki Precyzyj-nej i Politechniki Warszawskiej.

Rys. 1. Różne postacie sto-sowanego lutu

Rys. 2. Urządzenie do aplikowa-nia pasty lutowniczej

Rys. 3. Połączenia po procesie lutowania: a – połączenie prawidłowe, b – połączenie wadliwe

a) b)

Badania własne Materiały do badań

Do badań wytypowano najczęściej stosowane i lutowa-ne w produkcji lotniczej materiały: stal austenityczną 18-8 oraz stop niklu Inconel 625 (tabl. I).

Irena Dul, Jan KopećAgnieszka Poradka, Lucyna Turowska Tomasz Babul, Stefan KowalskiJerzy Jakubowski, Jacek Senkara

Wpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów Ni i stali wysokostopowej 18-8


Tablica I. Skład chemiczny wybranych stali i stopów Ni [1]

Materiały użyte do badań

Zawartość poszczególnych pierwiastków, % wag.

C Cr Fe Mn Mo Si S P Al Ti Cu Ni Co

Inconel 625 AMS5599

0,10 max

20,0-23,0

5,0 max

0,5 max

8,0-10,0

0,50 max

0,015 max

0,015 max

0,40 max

0,40 max - 58 min 1,0

max

Stal 18-8 AMS5510

0,08 max

17,0-19,0

2,0 max

0,75 max

0,28-1,0

0,03 max

0,04 max

0,70 max

0,75 max

9,0- 12,0

Tablica II. Skład chemiczny lutu BNi2 i Au18Ni

Luty użyte do badań Au Ni C Si Cr B Fe P S Co

Au18Ni PWA698 81,50-82,50

17,5-18,5 - - - - - - - -

BNi2 AMS4777 - reszta max 0,06 4,0-5,0 6,0-8,0 2,75-3,5 2,5-3,5 0,02

max0,02 max

0,10 max

Do badań zastosowano lut BNi2 oraz Au18Ni o składzie podanym w tablicy II. Próbki do badań o wymiarach 25 x 25 x 3 mm poddano różnego typu obróbce powierzchniowej. Procesy technologiczne dobrano w taki sposób, aby uzy-skać izotropowe i anizotropowe właściwości geometryczne powierzchni. Stosowano obróbkę stumieniowo-ścierną róż-nymi rodzajami ścierniw o różnej granulacji i przecieranie papierem ściernym o różnej ziarnistości. Wykorzystano rów-nież proces niklowania galwanicznego po obróbce strumie-niowo-ściernej.

W celu określenia zwilżalności powierzchni oraz zjawisk zachodzących na granicy podłoże-lutowie stosowano pa-rametry procesu odpowiadające praktyce produkcyjnej. Na powierzchnię próbek nakładano lut w postaci drutu o jedna-kowej masie. Następnie całość nagrzewano w piecu próż-niowym. Schemat procesu zamieszczono na rysunku 4.

Wyniki badań rozpływności lutu BNi2 na stopie Inconel 625

Wyniki pomiarów pola powierzchni zajętej przez kro-plę lutu BNi2 w zależności od sposobu przygotowania po-wierzchni i jej chropowatości przedstawiono na rysunku 5, a obraz powierzchni próbek z lutowiem po procesie wygrze-wania pokazano na rysunku 6.

Jak wynika z przedstawionych danych, największe pola zwilżone lutem (największą rozpływność) uzyskano dla próbki surowej (z wyraźnym ukierunkowaniem i rysami na powierzchni z procesu produkcyjnego) i na próbkach przygo-towanych metodami anizotropowymi (przecierane papierami ściernymi), najmniejszą natomiast na próbkach piaskowa-nych. Zauważyć można również, że ze wzrostem grubości

Rys. 5. Zestawienie rozpływności lutu BNi2 na powierzchni stopu Inconel 625 dla różnych metod przygotowania powierzchni i współ-czynnika Ra

Rys. 4. Poszczególne etapy procesu lutowania w układzie osi współ-rzędnych czasu i temperatury

ziaren użytych do piaskowania maleje pole rozpływności lutu. Pokrycie próbek piaskowanych niklem poprawia w nie-znaczny sposób rozpływność lutu BNi2 na powierzchni pró-bek, lecz jest ona znacznie mniejsza (zwłaszcza przy gru-bościach Ni ok. 3÷6 μm) od rozpływności uzyskiwanej na próbkach anizotropowych.

Jest to istotne wtedy, kiedy konieczne jest oczyszcze-nie powierzchni przez piaskowanie lub przecieranie papie-

Rys. 6. Wpływ różnych metod przygotowania powierzchni ze stopu Inconel 625 na rozpływność lutu BNi2. OSS – obróbka strumienio-wo-ścierna

Stal w stanie dostawy

Przecieranie papierem 80



OSS Al2O3 -100 PolerowanaOSS Al2O3 -24 OSS Al2O3 -240

OSS ZrO2 240

OSS Al2O3 - 120

OSS ZrO2 240 + Ni 3 µm




rem ściernym, a następnie usunięcie z powierzchni resztek środka ściernego. Na rysunku 7 przedstawiono przekrój po-przeczny powłoki niklowej nałożonej na powierzchnię sto-pu Inconel 625 poddaną uprzednio obróbce strumieniowo-ściernej i nie wygrzewanej po procesie galwanicznym. Pod powłoką niklu widoczne są drobne ziarna elektrokorundu (Al2O3) i tlenku cyrkonu (ZrO2), które wbiły się w powierzch-nię podłoża w procesie piaskowania. Ziarna te należałoby usunąć, ale w masowej produkcji pokrycie ich galwaniczną powłoką niklową jest korzystniejsze ekonomicznie. Niklowa-nie polepsza zwilżalność powierzchni.

Wyniki badań rozpływności na stopie Inconel 625 lutu BNi2 w funkcji czasu i temperatury zamieszczono w tablicy III oraz na rysunku 8. Próbkę z nałożonym lutem nagrzewa-no z prędkością 150C/min do temperatury 9600C, w której stosowano przystanek 10 min, a następnie temperaturę pod-noszono do zadanego poziomu powyżej temperatury likwi-dusu, w której wytrzymywano próbki w określonym czasie. Procesy prowadzono przy ciśnieniu 10-2 Pa. Próbki chłodzo-no razem z piecem. Jak widać z wykresu, wraz ze wzrostem temperatury i czasu wytrzymania rozpływność lutu powięk-sza się.

Tablica III. Wyniki rozpływności lutu BNi2 na stopie Inconel 625

Temperatura, OC Czas, min Pole rozpływności, mm2

970 30 17,3

1020 10 48,1

1020 30 52,8

1050 10 53,4

1050 30 55,4

1070 10 56,2

Rys. 7. Powłoka niklowa na podłożu z Inconelu 625 po procesie pia-skowania

Rys. 8. Rozpływność lutu BNi2 na powierzchni stopu Inconel 625 w funkcji czasu i temperatury

Wyniki badań zwilżalności stali 18-8 lutem Au18Ni

Badania zwilżalności powierzchni i rozpływności lutu Au-18Ni na stali 18-8 wykonano w piecu próżniowym, stosując cztery temperatury wygrzewania w czasie 10 min, przy ciś-nieniu 10-2 Pa. Wyniki badania rozpływności przedstawiono na rysunku 9. Z uzyskanych danych wynika, że rozpływność lutu Au18Ni wzrasta wraz z temperaturą. Badania kąta zwil-żalności podłoża ze stopu 18-8 lutem Au18Ni (rys. 10) wyka-zują, że lut bardzo równomiernie zwilża powierzchnię stali. Kąty zwilżania były zbliżone i wynosiły ok. 8º50’. Widoczna jest jednorodność lutu wynikająca m.in. z małej różnicy po-między temperaturą likwidusu i solidusu badanego stopu. Badania metalograficzne wykazały występowanie zjawiska swoistej erozji próbek (rys. 11), polegającego na rozpusz-czaniu podłoża ze stali 18-8 w ciekłym lucie. Stwierdzono występowanie efektu „lustrzanego”, polegającego na tym, że materiał lutowia wnika tym głębiej w materiał podłoża, im więcej go było na powierzchni przed procesem.

Rozpuszczanie podłoża w lucie wpływa negatywnie na jego właściwości mechaniczne, powodując ich znaczne obniżenie. Stwierdzono doświadczalnie, że na rozpuszczal-ność tę wpływają temperatura lutowania, czas lutowania i wielkość szczeliny. Wraz ze wzrostem temperatury i czasu rozpuszczalność wzrasta. Wzrasta ona również przy po-większeniu szczeliny lutowniczej, co pokazano w tablicy IV.

Rys. 9. Rozpływność lutu Au18Ni dla różnych temperatur wygrzewa-nia w czasie 10 min [4]

Rys. 10. Zwilżalność stali stopem AuNi po wygrzewaniu w temp. 1000oC, t = 10 min, ciśnienie 10-4 Tr: a – kąt zwilżania 8o53’, b – kąt zwilżania 8o48’

Rys. 11. Obrazy powierzchni stali z kroplą lutu Au18 Ni po wygrze-waniu w temp. 1075oC, t = 10 min, ciśnienie 10-4 Tr, z efektem sto-powania

a)

a) b)

b)

Podłoże Inconel 625

Ni

ZrO2

Al2O3


Tablica IV. Wyniki pomiarów głębokości penetracji lutu Au18Ni w podłoże w zależności od szerokości szczeliny lu-towniczej. Temperatura lutowania 1050oC, czas lutowania 10 min. [7]

Nr próbki Szczelina lutownicza, μm Głębokość penetracaji lutu, μm

1 40 4

2 45 5

3 55 5

4 68 6

Wybrane aspekty lutowania części lotniczych lutami BNi2 i Au18Ni

Wyniki prac badawczych wykorzystano do opracowania przemysłowych procesów lutowania części silników lotni-czych. Przeprowadzone procesy lutowania uszczelnień ulo-wych do korpusu aparatu kierującego gazy wykorzystano do opracowania parametrów technologicznych procesów przy-gotowania powierzchni oraz parametrów technologicznych samego lutowania (rys. 12) [8]. Procesy montażu podzespo-łów metodą lutowania próżniowego były weryfikowane przez kontrolę wizualną na specjalistycznym stanowisku pokaza-nym na rysunku 13. Badania wykazały uzyskanie popraw-nych połączeń. Sprawdzano m.in. menisk na krawędziach łączących uszczelnienie ulowe z materiałem podstawowym oraz występowanie w strukturze „plastra miodu” komórek zablokowanych, zamkniętych lub zdeformowanych. Badania nieniszczące wypadły pozytywnie, a uzyskane wyniki od-powiadały normom CBIS E.1 (Canadian Bond Innspection Standard) oraz CBTM57 (Canadian Bond Test Method).

Przeprowadzono również badania niszczące polegające na próbie odrywania łączonych powierzchni. Testy wykona-no na częściach produkcyjnych oraz próbkach reprezenta-tywnych (rys. 14). Pozwalało to ocenić zarówno wytrzyma-łość złącza, jak i obszar pokrycia lutem. Również i w tym przypadku uzyskano pozytywne wyniki. Omawiane luty za-stosowano do lutowania elementów przewodów rurowych

Rys 12. Schemat lutowania uszczelnienia ulowego do apa-ratu kierującego gazy w silniku lotniczym

Rys. 13. Stanowisko do kontroli wizualnej uszczelnień ulowych lutowanych z korpusem aparatu kierującego silnika lotniczego

Rys. 14. Próbka złącza uszczelnienia ulowego z podłożem po próbie odrywania: a – przekrój, b – widok z góry

Rys. 15. Prawidłowy obraz rentgenogra-ficzny połączenia lutowanego rurki i złączki

systemów zasilania paliwem i sterowania hydraulicznego, stosowanych w silnikach Pratt&Whitney. Ocenę jakości pro-wadzono na podstawie nieniszczących badań rentgenow-skich, zgodnie z przyjętymi w przemyśle lotniczym proce-durami i normami. Badania wykazały, że w strefie złącza nie ma żadnych wad w postaci nieciągłości lutu, porów itp., a także innych dyskwalifikujących wad (rys. 15).

a) b)

PodsumowaniePrzemysł lotniczy to ważna dziedzina światowej gospo-

darki. Rosnące wymagania i konkurencja wymuszają poszu-kiwanie nowoczesnych rozwiązań i wdrażanie nowych tech-nologii, dlatego konieczna staje się współpraca przemysłu z jednostkami naukowo-badawczymi. Wyniki prac badawczych w dużym stopniu przyczyniły się do dopracowania i wdroże-

Literatura[1] Normy materiałowe AMS (Aerospace Material Specification).[2] Lutowanie miedzią, norma AMS2670.[3] Lutowanie stopami na bazie Ni, norma AMS2675.[4] Lutowanie srebrem, norma AMS2664.[5] Opracowanie i wdrożenie technologii lutowania lotniczych

przewodów rurowych o obniżonej strefie alloingu. Raport koń-cowy z realizacji projektu celowego nr 04056/C.T02-IT1/2007.

[6] Opracowanie i wdrożenie technologii lutowania próżniowego uszczelnień ulowych w aparatach kierujących wykonanych ze stopów Hastelloy i Inconel z zastosowaniem lutu typu NiCRB-Si, Załącznik do raportu końcowego z realizacji projektu celo-wego Nr 6 ZR7 2006C/06711.

nia technologii lutowania przewodów rurowych oraz uszczel-nień ulowych w silnikach lotniczych w WSK Rzeszów. Na wynik lutowania istotny wpływ mają operacje towarzyszące, poprzedzające samą operację lutowania. Zebrane doświad-czenia umożliwiły uruchomienie lutowania także innych ze-społów, stosowanych w nowoczesnych silnikach lotniczych.

[7] Eliminacja zjawisk roztwarzania w lutowanych próżniowo zespołach rurowych silnika lotniczego, Przegląd Spawalnictwa Nr 9/2007.

[8] Babul T., Jakubowski J., Kopeć J., Kowalski S., Senkara J., Tu-rowska L.: Lutowanie próżniowe uszczelnień ulowych w apara-tach kierujących wykonanych ze stopów Hastelloy i Inconel z zastosowaniem lutu typu NiCrSiB. II Międzynarodowa Nukowo-Techniczna Konferencja Spawalnicza „Postęp w technologiach lutowania”, Wrocław 2007. Przegląd Spawalnictwa, Nr 9(2007).

[9] Babul T., Baranowski J., Jakubowski J., Kopeć J., Kowalski S., Senkara J.: Lutowanie spoiwem na osnowie złota elemen-tów układów zasilania silników lotniczych. VII Konf. Naukowo-Techniczna „Wytwarzanie elementów maszyn ze stopów metali o specjalnych własnościach”, Zeszyty Naukowe PRz, Seria Me-chanika z. 66 (2006).


W artykule przedstawiono wybrane wyniki badań poświęconych porównaniu warunków i właściwości różnych odmian spawania metodą MAG, takich jak: Standard, Puls, Twinpuls, Speedpuls, Speedarc. Porów-nywano takie właściwości jak: wydajność spawania, charakterystyki dynamiczne źródeł zasilania, geome-tria oraz makrostruktury uzyskanych napoin.

WstępWdrażanie nowych technologii spawalniczych jest nie-

odłącznie związane z koniecznością stosowania urządzeń o bardziej precyzyjnych, doskonalszych układach sterowa-nia, wyższym stopniu automatyzacji, lepszej kontroli ilości dostarczanej energii itp.

Z drugiej strony rozwój konstrukcji urządzeń uwarunko-wany jest wymaganiami ochrony środowiska, bezpieczeń-stwa pracy oraz zapewnieniem ich kompatybilności elek-tromagnetycznej z innymi eksploatowanymi urządzeniami. Wymagania te m.in. precyzują dyrektywy Unii Europejskiej.

Z przebiegiem procesu spawania jest związany trud-ny do określenia poziom ryzyka, wyrażający się w tym, że poprawnie prowadzony proces spawania nie daje 100% pewności uzyskania wymaganego poziomu jakości złącza spawanego. Ocena procesu spawania w celu zapewnienia wymaganego poziomu jakości procesu i złącza wymaga uwzględnienia wielu informacji o procesie i złączu. Analiza tych informacji pozwala na przewidywanie, przy założonym poziomie prawdopodobieństwa, jakości wykonywanego złącza oraz bieżącą analizę stabilności procesu spawania. Możliwe jest także uruchomienie procedury korekcyjnej w przypadku stwierdzenia nieprawidłowości.

Jedną z najbardziej istotnych cech spawalniczych źró-deł energii elektrycznej jest ich przydatność technologicz-na określona zdolnością do zajarzania i stabilnego jarzenia łuku, wielkością rozprysku metalu podczas spawania (doty-czy wybranych metod spawania) oraz elastycznością łuku. Przydatność ta jest wynikiem właściwości technologicznych źródeł określonych ich charakterystykami statycznymi i dy-namicznymi [1, 9]. Każda metoda spawania łukowego ma swoją specyfikę wynikającą z zakresu stosowanych parame-trów, właściwości łuku (skład chemiczny przestrzeni łukowej, rodzaje elektrod itp.) oraz form przechodzenia metalu w łuku, a tym samym stwarza inne wymagania dotyczące właściwo-ści dynamicznych źródeł spawalniczych. Pod pojęciem sta-bilności procesu spawania rozumie się odporność źródła na

różnego rodzaju zaburzenia wewnętrzne i/lub zewnętrzne, którym może ono ulegać w czasie spawania. Tak więc bada-nie stabilności spawania ogranicza się do uzyskania dobrej jakości spoiny o gładkiej powierzchni, przy praktycznie nie zmieniającej się na całej długości geometrii spoiny (szeroko-ści, wysokości lica, głębokości wtopienia). Zgodnie z literatu-rą oceniana w ten sposób stabilność procesu spawania jest stabilnością technologiczną [2, 3, 10].

Gwałtowny wzrost sprzedaży urządzeń inwertorowych na świecie, jak również w Polsce, spowodował, że inżynie-rowie odpowiedzialni za konstruowanie urządzeń spawalni-czych mogli z większą swobodą projektować nowoczesne urządzenia spawalnicze [10]. Spowodowało to opracowanie kilku nowych odmian metody MAG. Prace podjęte w ZIS Po-litechniki Warszawskiej przy współpracy z Rywal-RHC oraz Politechniką Częstochowską ukierunkowane zostały na ba-dania najnowszych zasilaczy łuku elektrycznego wiodących firm europejskich.

Cel i metodyka badań Celem prowadzonych badań było porównanie odmian

spawania metodą MAG, takich jak: Standard, Puls, Twin-Puls, SpeedPuls, SpeedArc, pod względem podstawowych właściwości napoin oraz wydajności spawania. Podczas badań charakterystyk dynamicznych źródeł napięcia ana-lizowano przebiegi prądu spawania i napięcia łuku oraz odnoszono je do geometrii uzyskanych napoin. W ramach prowadzonych badań wykonano próby napawania na prób-kach ze stali niestopowej S235 JR (wg PN-EN 10025:2002). Do badań wykorzystano drut spawalniczy G 42 3 M G3Si1 (wg PN-EN ISO 14341:2008) firmy MOST-ITS o średnicy 1,2 mm, jako gazu osłonowego użyto mieszanki M21 (wg PN-EN ISO 14175:2008). Wydajność spawania poszczegól-nych odmian spawania MAG oceniano przez porównanie z próbką odniesienia wykonaną metodą Standard MAG. Napawanie podczas prób porównawczych odbywało się dla wszystkich odmian przy porównywalnym prądzie spawania, tj. 300 A. Napawanie wykonano w sposób zmechanizowa-ny z wykorzystaniem manipulatora postępowego. Do badań wytypowano dwa urządzenia inwertorowe: Saprom-S oraz Serii -P firmy LORCH.

Wyniki badańJak wspomniano, przedmiotem prób było porównanie

podstawowych właściwości napoin oraz wydajności spawa-nia/napawania. Na potrzeby eksperymentu zaprojektowano, a następnie wykonano stanowisko badawcze przedstawione na rysunku 1. Proces napawania prowadzony był w sposób zmechanizowany z wykorzystaniem manipulatora postępo-wego, poruszającego się po torze jezdnym.

Dr inż. Marek Węglowski – Rywal-RHC, dr inż. To-masz Chmielewski – Politechnika Warszawska, dr inż. Krzysztof Kudła – Politechnika Częstochowska.

Marek Węglowski Tomasz Chmielewski Krzysztof Kudła

Porównanie właściwości spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą MAG


Rys. 1. Spawalnicze stanowisko badawcze do spawania metodą MAG

Badania wykonano z użyciem jednej średnicy drutu elek-trodowego Ø 1,2 mm, w osłonie gazu 90% Ar + 10% CO2 (M21 wg PN-EN ISO 14175:2008). Ocena dynamicznych właściwości źródeł napięcia do spawania metodą MAG pro-wadzona była na podstawie analizy zarejestrowanych prze-biegów napięcia i prądu spawania (oscylogramów).

Podczas badań wykonywano napoiny o długości ok. 150 mm, parametry napawania przedstawiono w tablicy I. Do prób napawania wykorzystano próbki o wymiarach: długość 200 ± 5 mm, szerokość x 150 ± 2 mm, grubość: x 10 mm.

Powierzchnia próbek była metalicznie czysta (po śruto-waniu), wolna od zanieczyszczeń.

Odniesieniem wydajności spawania dla ocenianych na-poin była wykonana wcześniej napoina wzorcowa, standar-dową metodą MAG. Szerokość napoiny była stała i wynosiła dla wszystkich badanych przypadków ok. 10 mm. Podsta-wowym parametrem napawania porównywalnym dla wszyst-kich przypadków był prąd spawania o wartości około 300 A (tablica I). Pozostałe parametry dobierane były automatycz-nie przez synergiczny system sterowania urządzeń. Pręd-kość spawania była dobrana w taki sposób, aby szerokość porównywanych napoin była zbliżona do szerokości napoiny próbki wzorcowej. W tablicy II przedstawiono zarejestro-wane przebiegi dynamiczne prądowo-napięciowo-czasowe oraz makrostruktury przekroju poprzecznego napoin.

Porównując zarejestrowane przebiegi prądowo-napięcio-wo-czasowe, można zauważyć, że różnią się istotnie między sobą. Najbardziej zbliżone do siebie przebiegi dynamiczne są w odmianie Puls oraz Twinpulse. Zarejestrowane szyb-kobieżną kamerą przechodzenie kropli w tych dwóch meto-dach również nie wykazuje wyraźnych różnic pod względem sposobu przechodzenia kropli do jeziorka spawalniczego. Przebiegi prądowo-czasowe pozostałych odmian znacznie różnią się zarówno od siebie, jak i od dwóch pierwszych od-mian. Najdłuższe piki pulsu prądowego występują podczas spawania odmianą Speedpulse. Ich kształt jest podobny do odmiany Puls czy Twinpulse tylko w pierwszej fazie nara-stania piku, blisko wartości szczytowej prędkość narastania wartości prądu wyraźnie maleje. Podczas opadania prądu w odmianie Speedpuls, prąd zaczyna wolniej opadać do ok. 2/3 wartości szczytowej (zarysowując wyraźny uskok na wy-kresie) prądu, następnie opada podobnie jak ma to miejsce w odmianie Puls. Dzięki takiemu kształtowaniu piku prądo-wego trwa on dłużej w czasie. Podczas oceny charakteru przechodzenia kropli do jeziorka spawalniczego, zarejestro-wanego szybkobieżną kamerą, zaobserwowano drobnokro-

Tablica I. Parametry napawania różnymi odmianami metody MAG

Metoda

Prąd spa-

wania A

Na-pięcie łuku

V

Prędkość posuwu

drutu m/min

Prędkość spawaniacm/min

Mie-szanka

M21 l/min

Wolny wylot elek-trody mm

PULS 300 30,8 9,5 53 10 15

TWINPULS 300 30,8 9,5 53 10 15

SPEEDPULS 300 29,7 11,9 55 10 15

STANDARD 301 30,0 10,2 55 10 15

SPEEDARC 300 29,6 10,2 56 10 15

Tablica II. Zestawienie charakterystyk dynamicznych oraz makrostruktur napoin wykonanych ocenianymi odmianami metody MAG

Od-miana MAG

Przebiegi prądowo-napię-ciowo-czasowe

Makrostruktura przekroju poprzecznego napoin

PU

LS TW

INP

ULS

E

SP

EE

DP

ULS

E

STA

ND

AR

D

SP

EE

DA

RC


pelkowe (strugowe) przechodzenie metalu. Skutkuje to moż-liwością istotnego zwiększenia posuwu drutu. W odmianie Speedpulse w stosunku do odmiany Puls posuw drutu może być większy o ok. 20%, a w stosunku do odmiany Standard o ok. 7%. Uzyskana głębokość wtopienia podczas spawania w odmianie Speedpuls w stosunku do Puls wzrosła o 22%. W odmianie Speedpuls uzyskano największą głębokość wtopienia podczas wszystkich przeprowadzonych w ekspe-

Rys. 2. Końcówka drutu po spawaniu: po lewej w odmianie Speedpuls, po prawej Standard MAG

rymencie prób. Porównując Speedpuls ze Standard MAG uzyskano zbliżoną prędkość spawania, jednak podczas spa-wania odmianą Speedpuls zarejestrowana głębokość wto-pienia była większa od Standard MAG o ok. 26%. Kolejną zaobserwowaną zaletą odmiany Speedpuls jest to, że przed ponownym rozpoczęciem procesu spawania nie występuje konieczność obcinania końcówki drutu elektrodowego, po-nieważ zawsze zakończenie drutu jest stożkowe (rys. 2).

Najmniejszą głębokość wtopienia przy niewielkiej stre-fie wpływu ciepła, ale za to przy największej prędkości spa-wania uzyskano podczas spawania w odmianie Speedarc. Wydaje się, że ta ostatnia z badanych odmian wykazuje właściwości najlepsze do napawania warstw o charakte-rze regeneracyjnym lub ukierunkowanym na modyfikację powierzchni części maszyn. Przebiegi prądowo-czasowe w odmianie Speedarc znacznie różnią się od pozostałych. Są krótkotrwałe o stosunkowo dużej wartości prądu bazowe-go i stosunkowo niskiej wartości prądu impulsu.

Literatura[1] Kolasa A. „Właściwości dynamiczne źródeł energii

elektrycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny” Prace Naukowe Politechniki Warszawskiej, Warszawa 1990.

[2] Pakos R. „Ocena stabilności procesu napawania me-todą MAG drutem pełnym i proszkowym” Przegląd Spawalnictwa nr 9-10/2003.

[3] Dobaj E.: „Maszyny i urządzenia spawalnicze” Wy-dawnictwa Naukowo-Techniczne, Warszawa, 1998.

[4] Kang M. J., Kim Y., Ahn S., Rhee S. „Spatter Rate Estimation in the Short-Circuit Transfer Region of GMAW” Welding Journal no. September 2003.

[5] Słania J. „Badania półautomatów do spawania me-todą MIG/MAG prowadzone w Laboratorium Badaw-czym Spawalnictwa” Biuletyn Instytutu Spawalnictwa nr 2/1995.

[6] Lucas B., Melton E. I. G. „Let’s get technical – cho-

osing an arc welding power source”, Welding & Metal Fabrication, May 1999.

[7] Kang Y.H., Na S.J. „ A Study on Modeling of Magnetic Arc Deflection and Dynamic Analysis of Arc Sensor” Welding Journal no. January 2002.

[8] Kensik R. „Eksploatacja urządzeń spawalniczych” Część I Źródła spawalnicze, Wydawnictwo Politech-niki Częstochowskiej, Częstochowa 1995.

[9] Węglowski M., Kolasa A., Cegielski P. „Ocena sta-bilności procesu ręcznego spawania łukowego elek-trodami otulonymi”, Przegląd Spawalnictwa, Styczeń 2006.

[10] Węglowski M. „Badania właściwości spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemia-ną częstotliwości”, Rozprawa doktorska, Warszawa 2008.

[11] „Katalog RYWAL-RHC” Wydanie trzecie, Toruń 2008.

WnioskiPrzedmiotem przeprowadzonych badań było prze-

analizowanie i porównanie podstawowych właściwości wybranych spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości. Badano jed-no z najnowszych urządzeń do spawania łukowego o płaskich (napięciowych) zewnętrznych charakterysty-kach statycznych, które wskazują kierunek rozwoju urządzeń spawalniczych. Dzięki znacznej modyfikacji kształtu pulsu prądowego uzyskano efekty w postaci możliwości zwiększenia prędkości spawania oraz głę-

bokości wtopienia w stosunku do standardowego Pulsu. Ograniczono w ten sposób największą z wad spawania w odmianie Puls. Oprócz wymienionych istotnych zalet są i inne o nie mniejszym znaczeniu. Strefa wpływu cie-pła jest zawężona w stosunku do Standardowego MAG, jak również końcówka drutu elektrodowego jest zakoń-czona stożkowo. Na uwagę zasługuje także odmiana Speedarc, która charakteryzuje się największą spośród porównywanych odmian prędkością spawania.


Niniejsza praca została podjęta w celu oceny spawal-ności stali dupleks w warunkach podwodnych. Zainte-resowanie spawaniem podwodnym tej grupy stali wiąże się z koniecznością opracowania spawalniczych metod naprawczych rurociągów eksploatowanych w przemyśle wydobywczym ropy naftowej. Do badań wykorzystano metodę spawania GMA za pomocą lokalnej komory su-chej. Wykonano napoiny pod wodą na głębokości 0,5 m oraz na powietrzu przy zbliżonych parametrach spawa-nia. Przeprowadzono badania metalograficzne napoin, pomiary zawartości ferrytu w strukturze oraz pomiary twardości. Wykazano dobrą przydatność stali dupleks do spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej w zakresie zastosowanych parametrów procesu.

Wstęp Na współczesne konstrukcje hydrotechniczne eksploato-

wane pod wodą coraz częściej wykorzystywane są nowo-czesne stale konstrukcyjne o wysokiej wytrzymałości i do-brej spawalności w powietrzu. Szczególne zainteresowanie obserwuje się w odniesieniu do ferrytyczno-austenitycznych stali odpornych na korozję dupleks, z których m.in. wykonuje się rurociągi do przesyłu ropy naftowej i wody oceanicznej. Stale te poza wysoką wytrzymałością wykazują dobrą od-porność korozyjną oraz odporność na pękanie wywołane współdziałaniem naprężeń oraz obecnością wodoru, któ-rego źródłem jest kwaśne środowisko płynnych węglowo-dorów. Pomimo powszechności stosowania tych stali nadal mało rozeznane jest zagadnienie wpływu spawania w śro-dowisku wodnym na właściwości złączy. Spawanie podwod-ne jest konieczne w przypadkach awaryjnych oraz niekiedy do wytwarzania spoin montażowych. Obecnie wytyczne technologii tego typu prac spawalniczych regulują przepisy Towarzystwa Klasyfikacyjnego Det Norske Veritas (DNV) [1, 2]. Przepisy [2] dopuszczają spawanie hiperbaryczne suche metodami GMA i GTAW. Inne metody spawania są dopusz-czalne tylko po osobnych uzgodnieniach z Towarzystwem.

Uszkodzenia rurociągów podwodnych mogą mieć różne przyczyny. Najczęściej powstają one wskutek procesów ko-rozyjnych, od przemieszczeń na niestabilnym podłożu, oraz w wyniku kolizji z wyrzucanymi kotwicami lub bezpośrednio z przepływającymi jednostkami. Przykładowo do roku 2000 odnotowano na Morzu Północnym 248 przypadków uszko-dzeń rurociągów (bez uszkodzeń połączeń rozłącznych), z których 96 spowodowało ich rozszczelnienie, a w tym 49 przypadków spowodowanych zostało przez procesy koro-zyjne lub wady materiałowe, 22 powstało wskutek kolizji, a pozostałe 25 powstało z innych przyczyn [1].

Naprawy rurociągów na płytkich wodach mogą być wy-konane przez nurków, jednak prace te są bardzo niebez-pieczne i mało wydajne. Na norweskim szelfie kontynental-nym obowiązuje ograniczenie pracy nurków do 180 metrów pod wodą, podczas gdy rurociągi są układane do głębokości 2500 m. Naprawy takich rurociągów muszą zatem być wy-konane za pomocą robotów i narzędzi zdalnie sterowanych. Istnieje wiele metod naprawy uszkodzonych rurociągów, lecz spawanie jest najbardziej efektywne i najczęściej sto-sowane.

W warunkach spawania suchego hiperbarycznego bez-pośredni wpływ wody na złącze jest znacznie ograniczony w stosunku do spawania mokrego, jednak występuje nieko-rzystny wpływ ciśnienia na stabilność łuku. Wzrost ciśnienia ogranicza długość łuku, co powoduje konieczność zwięk-szania napięcia. Spawanie hiperbaryczne pociąga za sobą konieczność przygotowania komór oraz specjalistycznego sprzętu i z tego powodu jest dużo droższe od spawania mo-krego. Obecnie prowadzone są badania nad zautomatyzo-waniem procesu spawania rurociągów podwodnych i wiel-kich konstrukcji pływających. Badania te ukierunkowane są na rozwój systemów wizyjnych umożliwiających kontrolę przebiegu spawania oraz jakości i geometrii złączy. Wciąż istotnym zagadnieniem jest konstrukcja komór hiperbarycz-nych ze względu na konieczność wykonywania złączy o różnych kształtach i wymiarach [3]. Dobrą alternatywą dla spawania hiperbarycznego suchego jest metoda spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej [4÷6]. W me-todzie tej stosuje się komorę o małej objętości, której za-daniem jest czasowe odgraniczenie łuku elektrycznego i spawanych elementów od środowiska wodnego za pomocą gazu ochronnego przepływającego pod odpowiednio dużym ciśnieniem [3, 4]. Spawanie GMA z zastosowaniem lokal-nej komory suchej zamocowanej bezpośrednio na głowicy uchwytu spawalniczego jest specyficzną metodą spawania suchego. Złącza wykonane tą metodą znacznie przewyż-szają pod względem jakości i właściwości mechanicznych złącza wykonane metodami mokrymi, a koszt ich wykonania kształtuje się na podobnym poziomie. Na rysunku 1 przed-stawiono przykładowe rozwiązania konstrukcyjne odmian palników do spawania metodą lokalnej komory suchej.

Dr hab. inż. Jerzy Łabanowski prof. naw. PG, dr inż. Dariusz Fydrych, mgr inż. Paweł Kallas, mgr inż. Mariusz Tałaj – Politechnika Gdańska

Rys. 1. Przykłady rozwiązań lokalnych komór suchych do spawania pod wodą

Jerzy Łabanowski Dariusz FydrychPaweł KallasMariusz Tałaj

Spawanie podwodne stali dupleks odpornej na korozję


Istotną zaletą spawania metodą lokalnej komory suchej jest znaczne wydłużenie czasu chłodzenia spoin w stosun-ku do metod mokrych. Dodatkowo, czas chłodzenia spoiny może być regulowany w pewnym zakresie przez dobór wiel-kości komory, izolowanie termiczne powierzchni materiału oraz dobór energii liniowej spawania. Metoda jest łatwa do zautomatyzowania i tańsza w stosunku do spawania hiper-barycznego suchego (nie ma konieczności budowy komory). Właściwości stali dupleks oraz problemy związane ze spa-waniem tej grupy stali zostały szeroko opisane w literaturze [7÷10]. Najistotniejszym problemem podczas przetwórstwa tej grupy stali jest zachowanie równowagi fazowej. Niestety, oddziaływanie spawalniczych cykli cieplnych może naruszyć tę równowagę. Zmiany strukturalne zazwyczaj powodują po-gorszenie odporności korozyjnej oraz obniżenie właściwości mechanicznych, zwłaszcza plastyczności stali dupleks. Pro-cesy spawalnicze wpływają na:– niewłaściwy stosunek faz a/g w spoinie i SWC – zazwy-

czaj uzyskanie dużej ilości ferrytu w strukturze,– segregację pierwiastków stopowych pomiędzy fazę fer-

rytyczną i austenityczną powodującą powstanie mikro-obszarów zubożonych w Cr i Mo,

– wydzielenia azotków i faz międzymetalicznych.Do najbardziej niekorzystnych czynników spawania pod-

wodnego stali dupleks zaliczyć należy wpływ zwiększonej szybkości chłodzenia złącza, która może istotnie wpływać na proces tworzenia się austenitu w spoinie oraz w SWC. Konsekwencją szybkiego oziębiania, szczególnie w SWC, może być zwiększona zawartość ferrytu w tej strefie. Istnieje również niebezpieczeństwo nawodorowania fazy ferrytycz-nej [11].

W artykule przedstawione zostały wyniki badań zmierza-jących do określenia wpływu spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej na właściwości złączy wykonanych ze stali dupleks. Badania ograniczono do wykonania napoin pod wodą oraz na powietrzu przy zastosowaniu różnych pa-rametrów spawania. Badania miały wykazać, w jaki sposób środowisko wody oraz zwiększenie szybkości chłodzenia złącza wpływa na strukturę oraz właściwości złączy.

Wymagania dla stali dupleks stosowane na rurociągi podwodne

Przepisy [2] dopuszczają do budowy rurociągów pod-wodnych stale dupleks typu 2205 oraz superdupleks 2507. Skład chemiczny stali powinien zawierać się w granicach określonych w tablicy I. Badania mikrostruktury stali dupleks powinny być przeprowadzone za pomocą mikroskopu meta-lograficznego przy powiększeniu 400x. W strukturze stali nie powinny występować wydzielenia węglików, azotków oraz faz międzymetalicznych. Zawartość ferrytu należy mierzyć zgodnie z ASTM E562 [12] i powinna wynosić w materiale ro-dzimym (MR) 35÷55%, natomiast w złączach spawanych, w ściegach graniowych i licowych oraz w strefie wpływu ciepła (SWC) w granicach 35÷65%.

Właściwości mechaniczne materiału rodzimego i złączy spawanych stali dupleks powinny być zgodne z wymaganiami przedstawionymi w tablicy II. Badania korozyjne powinny być przeprowadzone dla stali dupleks 25Cr wg ASTM G48 [13] w celu potwierdzenia przydatności procesów przetwórczych mo-gących wpłynąć na zmiany mikrostruktury stali. Dla stali 25Cr o indeksie PRE (Pitting Resistance Equivalent) min. 40 bada-nia należy przeprowadzić w temperaturze 50°C w czasie 24h. Maksymalny ubytek masy próbek nie powinien być większy niż 4,0 g/m2. Dla stali o PRE < 40 temperatura badania oraz kryte-ria oceny podlegają osobnym uzgodnieniom.

BadaniaDo badań użyto blachy o grubości 12 mm wykonanej ze

stali dupleks typu 2205 (UNS-S31803). Jako stopiwo za-stosowano drut spawalniczy pełny o średnicy 1,2 mm firmy Avesta AWS A5.9-06 (ER2209) powszechnie używany do spawania stali dupleks 2205. Jako gaz osłonowy użyty zo-stał argon o czystości 99,98%, a jego wydatek ustalono na poziomie 28÷30 l/min.

Do wykonania napoin pod wodą wykorzystano stanowi-sko pokazane na rysunku 2. Spawanie wykonano na małej głębokości ok. 0,5 m, a stąd wpływ zwiększonego ciśnienia na proces spawania może zostać pominięty.

Napoiny wykonano pod wodą metodą lokalnej komory suchej oraz na powietrzu zwykłym uchwytem spawalniczym GMA. W obu przypadkach dobierano podobne wartości ener-gii liniowej spawania w granicach 0,5÷1,8 kJ/mm w celu po-równania struktury i właściwości napoin, a przez to określenia wpływu środowiska wodnego na proces spawania. Napoiny wykonywano przy zmiennych parametrach prądowych i sta-łym parametrze, którym była szybkość napawania, ustalana za pomocą wózka spawalniczego. Parametry spawania oraz orientacyjną energię liniową spawania podano w tablicy III.

Tablica I. Skład chemiczny stali dupleks na rurociągi pod-wodne [2]

PierwiastekZawartość, % wag.

stal dupleks 22Cr stal dupleks 25Cr

CMnSiPSNiCrMoN

0,030 max2,00 max1,00 max

0,030 max0,020 max4,50-6,5021,0-23,02,50-3,500,14-0,20

0,030 max1,20 max1,00 max

0,035 max0,020 max6,0-8,024,0-26,03,0-4,0

0,20-0,34

PRE 1) 40 min1) PRE = %Cr+3,3%Mo+16%N, minimalna wartość indeksu PRE = 40 jest zalecana dla rurociągów transportujących nieodtlenioną wodę morską lub do podobnych zastosowań

Tablica II. Właściwości mechaniczne stali dupleks na ruro-ciągi podwodne [2]

Stal du-

pleks

Rp0.2 min MPa

Rm minMPa

Rt0.5/Rmαh

TwardośćHV10 max

A5 min%

Energia łama-nia KVT J minT0 = Tmin-

20°C1)

MR spoinaSWC

wart. śred-nia

poje-dynczy pomiar

22Cr 450 620 0,90 290 350 25 45 35

25Cr 550 750 0,90 330 350 15 45 351) Wartości energii łamania KVL uzyskane na próbkach wzdłuż-nych powinny być o 50% wyższe w stosunku do energii zużytej na złamanie próbek poprzecznych


Tablica III. Zastosowane parametry spawania

Napoina Środowisko spawania U V

I A

vsp mm/s

E kJ/mm

W1 woda 34,8 164 10 0,57

W2 woda 32,5 224 6,1 1,19

W3 woda 34,3 214 4 1,84

P1 powietrze 30 215 10 0,65

P2 powietrze 30,5 240 6,1 1,20

P3 powietrze 31,8 232 4,4 1,68

Badania makroskopowe przekrojów wykonanych z po-dobnymi energiami liniowymi wykazały, że napoiny wyko-nane pod wodą w porównaniu z wykonanymi na powietrzu charakteryzują się większymi głębokościami wtopienia oraz mniejszymi szerokościami lica (rys. 3). Stabilne jarzenie łuku przy spawaniu podwodnym uzyskano przy wyższym napię-ciu oraz niższych wartościach prądu spawania w stosunku do spawania na powietrzu.

Badania metalograficzne mikroskopowe przeprowadzo-no na próbkach zawierających centralnie położony przekrój poprzeczny napoin. Próbki szlifowano i polerowano, a na-stępnie trawiono odczynnikiem Beraha: 200 ml HCl, 1000 ml H2O + 1 g K2S2O5. Odczynnik wytrawia strukturę stali dupleks, ujawniając ferryt jako fazę ciemną (brązową) oraz austenit jako jasny. Na rysunku 4 przedstawiono strukturę materiału rodzimego stali 2205 składającą się z osnowy fer-rytu, na tle której widać wydłużone pola austenitu usytuowa-ne niemal równolegle do siebie.

Rys. 2. Schemat stanowiska do spawania pod wodą na małych głę-bokościach: 1 – źródło prądu, 2 – zasilacz wózka, 3 – silnik, 4 – gło-wica spawalnicza z lokalną komorą suchą, 5 – obudowa zbiornika, 6 – wózek, 7 – płyta próbna, 8 – uchwyt mocujący płytę, 9 – przepły-womierz, 10 – reduktor, 12 – butla z gazem osłonowym [3]

Rys. 3. Przekroje napoin wykonanych : a –na powietrzu, b – pod wodą z energią liniową 1,2 kJ/mm

Rys. 4. Struktura materiału rodzi-mego, stal dupleks 2205 po prze-sycaniu z temp. 1100°C

Badania metalograficzne mikroskopowe napoin wykaza-ły charakterystyczną budowę dendrytyczną ukierunkowaną niemal prostopadle do linii wtopienia, gdzie osnową jest ferryt z licznymi iglastymi wydzieleniami fazy austenitycznej. Duże szybkości chłodzenia mogą powodować zmniejszenie udzia-łu austenitu w strukturze napoiny. Takiego zjawiska nie zaob-serwowano w napoinach wykonanych na powietrzu z różny-mi energiami liniowymi. W napoinach wykonanych pod wodą wpływ energii liniowej spawania można zaobserwować. Igla-ste wydzielenia austenitu w strukturze napoiny spawanej z najniższą energią (próbka W1) są drobniejsze w stosunku do wydzieleń austenitu w napoinach uzyskanych na powietrzu, co świadczy o ograniczonej możliwości rozrostu tej fazy ze względu na krótki czas przemiany α → γ, (rys. 5 a, b).

We wszystkich badanych napoinach obserwowano bar-dzo wąską strefę wpływu ciepła, która charakteryzuje się zwiększonym udziałem ferrytu w strukturze. Większe szyb-kości chłodzenia złącza sprzyjają powstawaniu większej ilo-ści ferrytu w SWC, natomiast małe energie liniowe spawania powodują nagrzanie do wysokich temperatur tylko bardzo wąskiego obszaru tuż przy linii wtopienia.

W napoinach wykonanych pod wodą szerokość SWC, o zwiększonej zawartości ferrytu, wahała się w granicach 0,20÷0,50 mm, w zależności od zastosowanej energii linio-wej spawania (rys. 6). W napoinach wykonanych na powie-trzu szerokości SWC były podobne 0,25÷0,6 mm (rys. 7). We wszystkich próbkach obserwowano lokalne pasma o struktu-rze czysto ferrytycznej w obszarze linii wtopienia. Szerokość tych pasm nie była jednak większa niż 40 mm (rys. 8).

Pomiary zawartości ferrytu wykonane zostały w materia-le rodzimym, SWC oraz w napoinach. Określenia zawartości ferrytu dokonano za pomocą programu Multi-Scan do struk-turalnej analizy ilościowej oraz przenośnego ferrytoskopu firmy Fisher MP30.

Rys. 5. Struktury napoin: a – próbka W1 napawana pod wodą z energią 0,5 kJ/mm, b – próbka P3 napawana na powietrzu z ener-gią liniową 1,7 kJ/mm

Rys. 6. Struktura próbki W2 na-pawanej pod wodą z energią 1,2 kJ/mm, SWC w warstwie 2 mm od powierzchni blachy

Rys. 7. Struktura próbki P3 na-pawanej na powietrzu z energią 1,7 kJ/mm, SWC w warstwie 2 mm od powierzchni blachy

Rys. 8. Struktura próbki P2 na-pawanej na powietrzu z energią 1,2 kJ/mm, SWC

a) b)

a) b)


W materiale rodzimym średnia zawartość ferrytu wy-nosiła ok. 47%. Zawartość ferrytu w stopiwie wahała się w granicach 52÷57%. Najwyższą zawartość ferrytu (57%) stwierdzono w napoinie W1 spawanej pod wodą z najmniej-szą energią liniową. Jest to zbieżne z wynikami obserwacji metalograficznych i świadczy o pewnym wpływie zwięk-szonej szybkości chłodzenia na spowolnienie przemiany α → γ. Zwiększenie energii liniowej spawania powodowało nieznaczne obniżenie zawartości ferrytu w strukturze stopi-wa do 53%. Napoiny wykonane na powietrzu zawierały ok. 52% ferrytu. Różnice zawartości ferrytu w materiale rodzi-mym i napoinie wynikają także z różnic w składzie chemicz-nym, stopiwo ER2209 charakteryzuje się podwyższoną za-wartością niklu.

Udział ferrytu w SWC napoin oszacowany na podstawie obserwacji mikroskopowych nie przekraczał 70%, poza bar-dzo wąskimi pasmami o strukturze czysto ferrytycznej po-kazanymi przykładowo na rysunku 8. Nie stwierdzono istot-

Rys. 9. Rozkład twardości na przekroju napoin wykonanych z niską energią liniową (E = 0,6 kJ/mm), a – napoina W1 wykonana pod wodą, b – napoina P1 wykonana na powietrzu

Rys. 10. Rozkład twardości na przekroju napoin wykonanych z wy-soką energią liniową (E = 1,7 kJ/mm): a – napoina W3 wykonana pod wodą, b – napoina P3 wykonana na powietrzu

nych różnic zawartości ferrytu w SWC napoin wykonanych pod wodą i na powietrzu.

Wartości twardości HV5 zmierzone na przekrojach nie wykazały istotnych różnic pomiędzy napoinami wykonanymi na powietrzu i w środowisku wodnym. Niewielkie różnice w udziale faz – austenitu i ferrytu – nie przenoszą się na zmia-ny twardości, tym bardziej że różnica twardości ferrytu i au-stenitu nie jest duża. Stwierdzono większą twardość stopiwa na poziomie 280 HV5 w porównaniu z materiałem rodzimym – ok. 250 HV5. Twardości w SWC miały wartości między twardością materiału rodzimego i stopiwa. Nie stwierdzono wzrostu twardości w tej strefie. Wskazuje to, iż nie wystąpiły procesy wydzieleniowe faz wtórnych podczas cyklu cieplne-go spawania. Ponadto precyzyjne pomiary twardości w tym obszarze były utrudnione ze względu na małą szerokość SWC. Na rysunku 9 i 10 przedstawiono rozkłady twardości na przekrojach wybranych napoin w linii oddalonej o ok. 2 mm od powierzchni blachy.

PodsumowaniePrzeprowadzone badania napoin na stali dupleks 2205

wykonane w środowisku wodnym należy traktować jako wstępne przed badaniami zasadniczymi obejmującymi wykonanie pełnych złączy spawanych z uwzględnieniem czynnika zwiększonego ciśnienia (większej głębokości spawania). Badania wykazały, że stal dupleks może być spawana pod wodą bez obawy wystąpienia niekorzyst-nych zmian strukturalnych. Potwierdzono również przy-datność spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej. Szczegółowe wnioski z badań są następujące:– Napoiny na stali dupleks 2205 wykonane na powietrzu

oraz pod wodą metodą lokalnej komory suchej wyka-zały zbliżoną budowę strukturalną oraz podobne właś-ciwości.

– Wpływ intensywnego chłodzenia w czasie spawania w środowisku wodnym nie spowodował znacznego zwiększenia udziału ferrytu w stopiwie oraz w strefie wpływu ciepła w stosunku do napoin wykonanych na powietrzu.

– Niewielkie różnice w zawartości ferrytu w stopiwie ob-serwowano w napoinach wykonanych z różnymi ener-giami liniowymi pod wodą. Napoiny wykonane z naj-mniejszą energią wykazywały większy udział ferrytu.

– We wszystkich napoinach obserwowano bardzo wąski obszar SWC o szerokości w granicach 0,2÷0,6 mm. Zwiększenie energii liniowej spawania w zakresie 0,5÷1,8 kJ/mm tylko nieznacznie zwiększało szerokość SWC.

– Twardości w SWC napoin wykonanych pod wodą i na powietrzu były podobne i miały wartości między twar-dością materiału rodzimego i stopiwa. Wskazuje to, że nie nastąpiły procesy wydzieleniowe faz wtórnych podczas cyklu cieplnego spawania.

Literatura[1] Recomended Practice DNV-RP-F-113, Pipeline Subsea Re-

pair, DNV, October 2007.[2] Offshore standard DNV-OS-F101, Submarine Pipelines Sy-

stems, DNV, January 2000.[3] Łabanowski J.: Rozwój technik spawania pod wodą. Prze-

gląd Spawalnictwa, 10, 2008.[4] Lesiński K. J.: Stan i perspektywy rozwoju technik spawalni-

czych pod wodą. Materiały konferencji naukowo-technicznej „Problemy cięcia i spawania pod wodą”, ITMMiS, Gdańsk 1985.

[5] Fydrych D.: Wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą. Praca doktorska, Politechnika Gdańska, Gdańsk 2005.

[6] Rogalski G.: Wyznaczanie czasów stygnięcia przy spawaniu pod wodą metodą lokalnej komory suchej. Praca doktorska, Politechnika Gdańska, Gdańsk 2006.

[7] Nowacki J., Urbański M, Zając P.: Spawanie FCAW stali du-plex w budowie statków do transportu chemikaliów. Przegląd Spawalnictwa, 4, (2008).

[8] Nowacki J.: Stal dupleks i jej spawalność, WNT, Warszawa 2009.

[9] Łabanowski J.: Stale dupleks – nowoczesny materiał dla przemysłu chemicznego. Inżynieria i Aparatura Chemiczna, 2, (1997).

[10] Łabanowski J.: Właściwości i spawalność dwufazowych stali odpornych na korozję typu duplex. Przegląd Spawalnictwa, 10 (2007).

[11] Akselsen O.M., Fostervoll H., Ahlen C.H.: Hyperbaric GMA welding of duplex stainless steel at 12 and 35 bar. Welding Journal, Vol. 88, February 2009.

[12] ASTM E562 Standard Practice for Determining Volume Fraction by Systematic Manual Point Count.

[13] ASTM G48 Standard Test Methods for Pitting and Crevice Corrosion Resistance of Stainless Steels and Related Alloys by the Use of Ferric Chloride Solutions, Method A.

a) b) a) b)


INFORMACjE WyDAWCyP R O F I L C Z A S O P I S M A

czasopismo częsciowo jest dotowane przez Ministerstwo nauki i szkolnictwa wyższego. Odbiorcami Przeglądu spawalnictwa, czasopisma o osiemdziesięcioletniej tradycji, są wszystkie ośrodki naukowe, dydaktyczne i organiza-

cje przemysłowe w Polsce zainteresowane problematyką spajania. czasopismo jest wysyłane również do ważnych ośrodków zagranicznych zainteresowanych tą tematyką. w czasopiśmie Przegląd spawalnictwa są publikowane recenzowane, oryginalne artykuły dotyczące: tech-niki spajania, cięcia, powłok spawalniczych; metalurgii, metaloznawstwa i modelowania procesów spawalniczych; metod badań struktury i właściwości złączy; charakterystyki urządzeń, sprzętu i materiałów; automatyzacji i robotyzacji; technik klejenia tworzyw konstrukcyjnych i spawania tworzyw polimerowych; szkolenia, przepisów i normalizacji; praktyki spawalniczej i poradnictwa technologicznego; wydarzeń, prezentacji karier spawalników i ich doświadczeń zawodowych. wybrane artykuły opublikowane w Przeglądzie spawalnictwa są tłumaczone na język angielski i zamieszczane w czasopiśmie welding international wydawanym przez woodhead Publishing ltd. w wielkiej Brytanii na mocy porozumienia o współpracy.redakcja nie odpowiada za treść ogłoszeń, nie zwraca materiałów nie zamówionych, zastrzega sobie prawo do skracania i adiustacji tekstów

oraz zmiany ich tytułów.

W S K A Z Ó W K I D L A A U T O R Ó WObjętość artykułu powinna wynosić maksymalnie od 10 do 15 stron (ewentualnie 20 po uzgodnieniu z redakcją), a komunikatu od 1 do

4 stron wydruku komputerowego na arkuszu formatu a4 bez tabulatorów i wcięć, czcionka times new roman 12, marginesy: górny, dolny, lewy i prawy – 2,5 cm. rysunki i tablice z ich tytułami należy umieścić w tekście. rysunki, wykresy i fotografie należy nazywać rysunkami (np. rys. 1) i numerować cyframi arabskimi, a tablice – cyframi rzymskimi (np. tabl. iv). Opisy znajdujące się na rysunkach oraz grubość linii powinny być odpowiedniej wielkości. należy przewidzieć możliwość zmniejszenia rysunku do 30%. Maksymalna szerokość rysunku jednoszpaltowego wynosi 8,5 cm, natomiast dwuszpaltowego 17,5 cm. rysunki wykonane komputerowo prosimy dostarczać, w miarę możliwości, w oddzielnych plikach: grafika rastrowa: w formacie tiF 300 dPi; grafika wektorowa: w plikach *.cdr, *.al (czcionka zamieniona na krzywe). Jednostki – układ si. artykuł powinien zawierać: informacje o autorach – stopnie naukowe lub zawodowe, imię i nazwisko; tytuł artykułu, streszczenie (do 1/3 strony), tekst główny, podzielony na odpowiednio zatytułowane rozdziały, wnioski końcowe, literaturę; pozycje literatury numerowane cyframi arabskimi w kwadratowych nawiasach i w kolejności cytowania w tekście. artykuły prosimy nadsyłać na cd lub e-mailem wraz z dwoma egzemplarzami wydruku tekstu i rysunków oraz pismem przewodnim zawierającym: zgodę na publikację artykułu w czasopiśmie; dane teleadresowe i miejsce pracy autorów do wiadomości redakcji. autorzy otrzymują bezpłatnie egzemplarz czasopisma ze swoją publikacją.

O G ł O S Z E N I A I A R T y K U ł y P R O M O C y j N EOgłoszenia i artykuły promocyjne w Przeglądzie spawalnictwa – czasopiśmie ogólnopolskim o szerokim zasięgu są skuteczną i tanią formą

reklamy docierającej do wszystkich zainteresowanych problematyką spajania. czasopismo zamieszcza kolorowe i czarno-białe: ogłoszenia reklamowe na okładkach lub wewnątrz numeru oraz wrzutki (inserts) dostarczane przez zleceniodawcę; artykuły techniczno-informacyjne; informacje o branżowych imprezach naukowo-technicznych. redakcja przyjmuje zamówienia na publikacje ogłoszeń reklamowych i artykułów techniczno-informacyjnych. cennik ogłoszeń i artykułów promocyjnych znajduje się na stronie www.pspaw.ps.pl

P R E N U M E R A T AZamawiam czasopismo Przegląd Spawalnictwa

cena prenumeratycena 1 egzemplarza Przeglądu spawalnictwa

16 zł (0% vat)

półrocznie 96 złrocznie 192 złliczba zamawianych egzemplarzy

Podpis

Oświadczam, że jestem podatnikiem vAT i upoważniam firmę

do wystawienia faktury bez podpisu

redakcja Przegląd spawalnictwaagenda wydawnicza siMP

ul. Świętokrzyska 14a, 00-050 warszawatel./fax: 0-22 827 25 42, 0-22 336 14 79

e-mail: [email protected]

zamówienia na prenumeratę czasopisma można składać na okres pół roku lub roku. w celu zamówienia czasopisma należy wysłać do redakcji niniejszy formularz wraz z potwierdzeniem wpłaty w banku lub jego kopią. wpłaty na prenumeratę można dokonywać na ogólnie dostępnych blankietach polecenia przelewu dostępnych w urzędach pocztowych, bankach, lub na stronie internetowej www.pspaw.ps.pl. wpłaty należy przesłać na konto:

redakcja Przegląd spawalnictwa aw siMPBank BPH s.a. Oddział w warszawie

nr: 45 �060 0076 0000 3�00 0043 �836

Prenumeratę można również zamówić za pośrednictwem firm:GARMOND PRESS S.A. ul. sienna 5, 31-041 Kraków, tel./fax 0-12 412 75 60KOLPORTER S.A. ul. zagnańska 61, 25-528 Kielce, tel. 0-41 368 36 20, fax 0-41 345 15 71RUCh – infolinia : 0-804 200 600www.ruch.com.pl

imię i nazwisko

firma

niP

adres

tel./fax, e-mail:

Przegląd Spawalnictwa 10/2009

Documents

Transcript of Przegląd Spawalnictwa 10/2009